Università degli Studi di Roma “La...

Università degli Studi di Roma “La Sapienza”

Dipartimento di Ingegneria Strutturale e Geotecnica

DOTTORATO DI RICERCA IN INGEGNERIA GEOTECNICA

Studio dell’allargo di una galleria con la

tecnica del pretaglio

Gioacchino Altamura

Relatore: Prof. Alberto Burghignoli Co-relatori: Prof. Salvatore Miliziano

Prof. Renato Ribacchi

INDICE

Premessa ........................................................................................................................... 1

1. Tecniche di esecuzione e allargo di gallerie................................................................. 5

1.1 Scavo di gallerie in terreni sciolti ........................................................................... 5

1.2 Allargo di gallerie................................................................................................. 11

2. La galleria di Nazzano................................................................................................ 13

2.1 Descrizione dell’opera e dei lavori di allargo....................................................... 14

2.2 Inquadramento geologico ..................................................................................... 19

2.3 Caratterizzazione geotecnica ................................................................................ 20

2.4 Il sistema di monitoraggio .................................................................................... 48

3. Analisi numeriche dello scavo della galleria e dell’allargo........................................ 51

3.1 Introduzioni alle analisi numeriche ...................................................................... 51

3.2 Analisi preliminari................................................................................................ 53

3.2 Analisi definitive .................................................................................................. 75

4. Risultati del monitoraggio .......................................................................................... 79

4.1 Introduzione.......................................................................................................... 79

4.2 Elaborazione dei dati di monitoraggio ................................................................. 81

4.3 Le misure estensimetriche .................................................................................... 92

4.4 Le misure inclinometriche.................................................................................. 107

5. Risultati delle analisi numeriche .............................................................................. 111

5.1 Introduzione........................................................................................................ 111

5.2 Le analisi numeriche eseguite ............................................................................ 112

6. Confronto tra risultati delle analisi e delle osservazioni sperimentali...................... 173

6.1 Introduzione........................................................................................................ 173

6.2 Il confronto ......................................................................................................... 174

6.3 Conclusioni......................................................................................................... 199

7. Considerazioni conclusive........................................................................................ 201

Bibliografia................................................................................................................... 206

Certamente la natura interrogata dall’esperimento è una natura

semplificata, preparata appositamente e occasionalmente mutilata in

funzione delle ipotesi preesistente. Tutto ciò non la priva della capacità di

smentire la maggior parte delle ipotesi. Einstein era solito far notare che

la natura, la maggior parte delle volte, risponde no alle domande che le

vengono poste e solo occasionalmente dice forse. Lo scienziato dunque

non fa tutto ciò che vuole, non riesce a far dire alla natura quello che lui

vuole, né può, per lo meno sul lungo periodo, proiettare su di essa i

desideri e le aspettative che gli ha più a cuore. Lo scienziato corre

veramente dei grossi rischi, tanto più grandi quanto più crede di circuire

meglio la natura con la sua tattica, di metterla una volta per tutte con le

spalle al muro………..

Il protocollo del dialogo sperimentale è a nostro avviso un’acquisizione

irreversibile della cultura umana. Esso garantisce veramente che la natura

interrogata dall’uomo sarà trattata come un essere indipendente.

Certamente essa viene costretta ad esprimersi in un linguaggio forse

inadeguato. Ma le procedure del metodo vietano di metterle in bocca le

parole che si vorrebbero ascoltare. Il dialogo sperimentale forma anche la

base del carattere comunicabile e riproducibile dei risultati scientifici.

Anche se costringiamo la natura ad esprimersi in maniera parziale, una

volta che essa ha parlato in condizioni riproducibili, tutti si inchinano:

infatti essa non mente mai, la natura non ci inganna.

“La nuova alleanza” - Ilya Prigogine, Isabelle Stengers

Premessa _________________________________________________________________________

1

Premessa

Nella presente tesi si riportano le attività sviluppate e la ricerca realizzata durante il

Dottorato di Ricerca in Ingegneria Geotecnica, svolto presso il dipartimento di Ingegneria

Strutturale e Geotecnica dell’Università di Roma "La Sapienza". È necessario da subito

ricordare come le attività del presente studio prendono spunto da una Convenzione di

Ricerca stipulata tra la Società Autostrade S.p.A. (ora Autostrade per l’Italia) ed il

Dipartimento di Ingegneria Strutturale e Geotecnica dell'Università degli Studi di Roma

"La Sapienza" dal titolo “Monitoraggio geotecnico dei lavori di ampliamento con traffico

in esercizio della galleria di Nazzano”. Tale convenzione si riferisce allo studio di un caso

reale relativo ai lavori in corso per l’ampliamento a tre corsie più quella di emergenza della

galleria di Nazzano sul tratto autostradale Orte - Fiano Romano (A1). Caratteristica

qualificante dei lavori nel sito in esame è la messa in opera di un sistema di monitoraggio,

che rende lo studio del caso reale molto interessante, perché la previsione del

comportamento dell’opera conseguito grazie ai modelli teorici numerici può essere

confrontata con quanto rilevato in sito dal monitoraggio.

Il tipo di lavori in corso, poc’anzi esposti, debbono essere inseriti in una

programmazione di ampia scala relativa all’adeguamento delle infrastrutture preesistenti

necessaria per far fronte alla crescente domanda di trasporto. Quanto si prospetta in merito

all’ammodernamento dell’attuale rete autostradale, tecnicamente si traduce, tra l’altro, nel

cercare di potenziare la capacità delle vie di comunicazione. L’unica possibilità in ambito

delle infrastrutture di tipo autostradale, è quella dell’aggiunta di una o più corsie di marcia

ad entrambe le carreggiate. L’allargamento della sede stradale da due a tre corsie è uno

degli attuali problemi, ancor più complesso, in presenza di gallerie. In quest’ultimo caso, il

problema si aggrava ulteriormente se si deve garantire il traffico in esercizio, anche durante

i lavori. Una semplice soluzione, quando le condizioni lo permettono, è quella di realizzare

opere di deviazione temporanea chiudendo la galleria sino al completamento dei lavori di

allargamento. Ciò permette di progettare e analizzare il problema analogamente a quanto

succede per lo scavo ex-novo di gallerie, senza tener conto di particolari esigenze,

esaminando le possibili tecniche di scavo correntemente utilizzate. In alternativa, è

possibile pensare a tecniche che consentano il mantenimento del traffico durante i lavori,

sia pure a carreggiata ridotta, proteggendo la sede stradale: un esempio è l’allargamento

Premessa _________________________________________________________________________

2

della galleria autostradale di Nazzano. L’impossibilità nel realizzare nuove gallerie e/o

nuovi tracciati, infatti, ha condotto ad operare sulla galleria preesistente, necessariamente

aperta al traffico, costringendo all’adozione di tecniche costruttive che richiedano la

presenza di uno scudo di protezione della sede stradale e dei conseguenti ridotti spazi

operativi. Poiché nel caso in esame ci ritrova in presenza di terreni sciolti e/o di scadenti

caratteristiche di resistenza, cui si associano limitate capacità di autosostegno del cavo,

l’avanzamento del fronte è stato preceduto dalla realizzazione di un guscio resistente

inserito nel terreno, avente funzione di rivestimento provvisorio. Tale guscio è realizzato

mediante intasamento con betoncino fibrorinforzato di un’incisione anulare scavata

meccanicamente mediante una lama metallica, il cosiddetto pretaglio, di diametro

maggiore rispetto a quello della nuova galleria.

Quando si studiano gli effetti dello scavo di una galleria, la modellazione più opportuna

è quella tridimensionale, scelta ancora più appropriata per simulare l’esecuzione di

un’incisione di estensione limitata nel terreno quale è il pretaglio. Per tale ragione sono

state impostate, come meglio verrà illustrato in seguito, analisi numeriche tridimensionali

impiegando il codice di calcolo alle differenze finite FLAC 3D 2.0. Le analisi numeriche

tridimensionali sono particolarmente adatte nel simulare realisticamente le singole fasi

previste nella realtà esecutiva dello scavo di gallerie e, in particolare nel caso in esame, le

fasi di ampliamento delle gallerie per mezzo della tecnica del pretaglio. Le stesse

permettono, inoltre, di seguire e studiare l’evoluzione tensio-deformativa nelle tre direzioni

dello spazio che si sviluppa con l’avanzamento del fronte di scavo. Se da una parte è

evidente l’utilità delle analisi tridimensionali nella progettazione statica delle gallerie, non

è inutile ricordare che, nonostante le maggiori potenzialità degli attuali calcolatori, l’analisi

numerica tridimensionale richiede tempi di calcolo impegnativi. Tale onerosità

computazionale richiede l’introduzione di semplificazioni nella messa a punto dello

strumento d’analisi. Una specifica trattazione è riservata, a tal proposito, nella scelta del

modello implementato nelle analisi numeriche, fissando in particolare l’attenzione sulle

dimensioni del reticolo di discretizzazione, sulla geometria della griglia e sulla dimensione

degli elementi che la compongono, sulla densità di discretizzazione, sulle relazioni sforzi-

deformazioni del terreno, sull’utilizzo di elementi strutturali nella simulazione di alcuni

processi di realizzazione delle singole fasi costruttive.

In generale, una volta messa a punto uno strumento d’indagine numerica, il progresso

delle conoscenze sul comportamento tensio-deformativo dell’ammasso soggetto a fasi

Premessa _________________________________________________________________________

3

lavorative più o meno articolate, come processi di scavo, demolizione di elementi

strutturali esistenti e installazione di nuovi, necessariamente passa per un sistematico

confronto tra i risultati di simulazioni numeriche il più vicino possibile alla realtà e misure

rilevate in sito in situazioni ben caratterizzate geotecnicamente. Tutto ciò è tanto più vero

per lo studio dell’allargo di gallerie per mezzo della tecnica del pretaglio, essendo

quest’ultima una tecnica di recente utilizzo, non supportata da studi ed indagini simili

precedenti. Grazie alla Convenzione, cui si è accennato precedentemente, tale tipo di

confronto è possibile attualizzando i dati provenienti dal sistema di monitoraggio. Lungo lo

sviluppo della galleria, di lunghezza pari a circa 330 m, sono disposte cinque sezioni di

misura, per ciascuna della quale è disponibile una buona caratterizzazione geotecnica dei

terreni presenti.

Tutto ciò premesso è possibile con maggior chiarezza delineare gli obiettivi della

presente tesi di dottorato:

− Ottimizzazione delle analisi numeriche tridimensionali in modo da assicurare un

compromesso tra accuratezza dei risultati e tempi di analisi. Ciò è possibile

agendo sui criteri di simulazione, sulla geometria della griglia utilizzata e sulla

scelta di semplici, ma sufficientemente approssimati, legami costitutivi per la

simulazione del comportamento del terreno.

− Migliorare la comprensione del comportamento d’insieme di un ammasso

interessato dall’allargo di gallerie con l’impiego della tecnica del pretaglio. Ciò è

possibile attraverso il confronto tra i risultati provenienti dall’implementazione

di strumenti di analisi tridimensionale, in grado di riprodurre fedelmente le

singole fasi costruttive previste nella realtà esecutiva, e i dati rilevati in sito con

appropriati sistemi di monitoraggio.

La tesi è articolata in modo da passare progressivamente dalla descrizione

dell’intervento di allargo e dalla caratterizzazione geotecnica del sito, alla elaborazione dei

risultati numerici e dei dati di monitoraggio, al loro successivo confronto, e quindi alle

considerazioni finali e alle conclusioni della ricerca. Più specificatamente, dopo la

descrizione della sequenza lavorativa che caratterizza il sito in esame, si illustrano

sinteticamente le campagne d’indagine geotecniche fin ad oggi eseguite e il tipo di

strumentazione caratterizzante il sistema di monitoraggio. In particolare si descrive in

dettaglio il modello geotecnico di sottosuolo desunto dal complesso dei risultati ottenuti

Premessa _________________________________________________________________________

4

nelle indagini in sito e nelle prove di laboratorio. Prima di illustrare i dati provenienti dalla

strumentazione di monitoraggio usati per lo studio e i confronti, si descrivono i criteri

seguiti nell’impostazione delle analisi numeriche eseguite, sia con riferimento

all’impostazione generale del problema sia con riferimento alla simulazione delle singole

fasi costruttive. A seguire si riportano e si commentano i dati provenienti dal sito più

affidabili e significativi, descrivendo i criteri di elaborazioni cui sono stati sottoposti.

Particolare attenzione è dedicata all’illustrazione delle analisi numeriche, dalle quali sono

stati ricavati i risultati posti a confronto con i dati di monitoraggio. In fine si riportano le

considerazioni e le indicazioni che sono scaturite dalla intera ricerca, con le relative

osservazioni e conclusioni.

Capitolo 1 – Tecniche di esecuzione e allargo di gallerie _______________________________________________________________________________

5

CAPITOLO 1 Tecniche di esecuzione e allargo di gallerie

1.1 Scavo di gallerie in terreni sciolti

Lo scavo in terreni sciolti difficilmente è effettuato in assenza di una protezione nel

tratto di galleria appena scavato e ancora privo di rivestimento. Di corrente utilizzo è la

realizzazione di gallerie con uno scudo, che è in grado di garantire un ambiente di lavoro

sicuro, una maggiore efficienza delle operazioni di scavo e un minor disturbo del terreno

circostante in termini di spostamenti indotti. In terreni sciolti poco consistenti,

praticamente privi della componente di resistenza di tipo coesivo, non è possibile

immaginare che una galleria possa autosostenersi senza la presenza di un rivestimento. In

prossimità del fronte, durante l’avanzamento dello scavo, nasce la problematica relativa

all’impossibilità di mettere in opera da subito un rivestimento anche solo provvisorio. La

presenza dello scudo, e in particolare del corpo dello scudo, risolve totalmente tale

difficoltà. Non solo, unito all’estremità di taglio e opportunamente irrigidito, permette di

controllare e far avanzare lo scavo della galleria stessa, lasciando alla coda dello scudo il

compito di erigere e installare nuovi elementi di rivestimento, pompare malta di

riempimento tra rivestimento e parete della galleria, e provvedere all’organizzazione di

smaltimento dello smarino. Si comprende come lo scavo con l’impiego di uno scudo possa

essere molto efficiente, oltre che più sicuro per la manodopera, quando ogni operazione è

coordinata e sincronizzata con tutte le altre.

Il coordinamento delle fasi di lavoro e le caratteristiche di avanzamento dello scavo

sono in funzione del tipo di scudo che si sceglie di adottare. Le differenze tra uno scudo e

l’altro risiedono principalmente sulle modalità di scavo e sugli accorgimenti relativi alla

stabilità del fronte. Per quanto riguarda il primo aspetto, il sistema di scavo al fronte può

essere di tipo manuale, semimeccanizzato o completamente meccanizzato.

Tendenzialmente il sistema più utilizzato è quello meccanizzato, mentre non si utilizza più

il sistema manuale. Il sistema meccanizzato è sicuramente più vantaggioso rispetto a quello

semimeccanizzato per terreni attraversati praticamente omogenei nelle caratteristiche

fisiche e meccaniche. Ciò è comprensibile se si pensa che il sistema di scavo meccanizzato

consiste nella presenza di una testa rotante, la fresa, che realizza lo scavo a tutta sezione ed


6

è munita di specifici strumenti taglienti, i cutters, da selezionare in maniera specifica per le

diverse condizioni geotecniche incontrate. Viceversa, quando i terreni sono eterogenei e si

possono trovare diverse condizioni geotecniche del terreno attraversato, lo scavo semi-

meccanizzato assicura un’ottimizzazione del lavoro per la sua più flessibilità nelle

operazioni e modalità di scavo. La tecnica per garantire la stabilità del fronte è un ulteriore

elemento che differenzia sostanzialmente il tipo di scudo. Il sostegno del fronte può essere

raggiunto tramite l’utilizzo di aria compressa, ma più generalmente si impiegano fanghi

bentonitici in pressione applicati al fronte di scavo. La pressione di stabilizzazione può

essere generata anche tramite la pressione del terreno stesso scavato, opportunamente

rimescolato e miscelato con additivi, in un apposita camera posizionata immediatamente

dietro la fresa.

Una scelta oculata della tecnica di scavo e del tipo di macchina da utilizzare permette

l’ottimizzazione nella realizzazione di gallerie, scelta non banale perché deve tenere conto

inevitabilmente di molti altri fattori oltre a quelli già menzionati sopra, quali le condizioni

idrauliche, la lunghezza e le dimensioni della sezione della galleria, la velocità di

esecuzione dello scavo, il sistema di sostegno che si pensa di dover utilizzare e infine, ma

non ultimo per importanza, il costo della macchina.

Gli scudi utilizzati sono schematicamente illustrati nelle seguenti Tab. 1 e Tab. 2.


7

Tab.

1 –

Cla

ssifi

cazi

one

degl

i scu

di(a

).


8

Tab.

2 –

Cla

ssifi

cazi

one

degl

i scu

di (b

).


9

Esistono, comunque, anche situazioni in cui è possibile far a meno dell’utilizzo di scudi

di protezione: quando i terreni sono a grana fine molto consistenti, quando la sezione della

futura galleria è molto ampia o la lunghezza della stessa è tropo breve. In questi casi si

opera scavando puntualmente con mezzi meccanici (scavo in tradizionale), dopo aver

assicurato la stabilità di tutta la zona del fronte. Evidente come debba essere

profondamente curato, nella progettazione dello scavo in tradizionale, l’aspetto della

stabilità al fronte, essendo il requisito che assicura la possibilità di avanzamento dell’opera

e la sicurezza del cantiere. Di solito si utilizza calcestruzzo proiettato fibrorinforzato che

può essere considerato come sostegno permanente in condizioni di basse sollecitazioni o,

diversamente, come sostegno provvisorio per consentire la messa in opera delle centine. In

ogni modo, le tecniche di miglioramento o rinforzo sono di particolare aiuto in questi casi e

il tipo e la loro modalità di utilizzo è funzione delle caratteristiche geotecniche e

geometriche del sito. Una breve descrizione sarà riportata in seguito.

A prescindere da eventuali tecniche di miglioramento, quando è presente un minimo di

coesione, nella progettazione delle gallerie è comunque possibile valutare le condizioni di

stabilità nella zona del fronte e del retrofronte. Queste sono le zone dove ancora non è

presente un rivestimento definitivo e deve essere previsto un sostegno provvisorio o una

pressione di stabilizzazione, come nel caso di scavo con scudi. In generale, per un primo

livello dello studio della stabilità, si può far riferimento ai metodi dell’analisi limite. Di

particolare interesse nella valutazione sono due situazioni estreme: quando il tratto di

galleria in cui non è presente il rivestimento definitivo è sufficientemente lungo da poter

pensare di essere in condizioni piane o quando è possibile pensare il rivestimento

definitivo in corrispondenza del fronte. In proposito, la letteratura propone relazioni di

facile comprensione e applicazione, distinguendo casi di terreni coesivi-attritivi, sopra o

sotto falda e casi di terreni coesivi in condizioni non drenate.

Altro aspetto nella progettazione di gallerie è la scelta e dimensionamento del

rivestimento definitivo, aspetto non d’immediata risoluzione. Infatti il terreno non può

essere considerato come un semplice carico esterno applicato al rivestimento, ma è

necessario tener conto sia della complessa interazione tra rivestimento-terreno sia come la

messa in carico del rivestimento dipenda da molteplici fattori derivanti anche dal tipo di

terreno e dalle modalità di scavo. Molto spesso è l’esperienza del progettista ad essere

determinante nella scelta delle caratteristiche del rivestimento. Comunque un’analisi

strutturale è necessaria oltre che cogente; una prima valutazione può essere effettuata


10

utilizzando schemi semplificati in cui si applica il metodo delle curve caratteristiche, per

poi passare eventualmente ad analisi più complesse in cui si fa uso di metodi di calcolo

numerici quali analisi agli elementi finiti.

Nella progettazione di gallerie è doveroso tener conto anche dell’ambiente circostante in

cui si inserisce la nuova struttura. Lo scavo di una galleria, infatti, comporta

inevitabilmente una perturbazione dello stato tensionale e deformativo in un volume di

terreno dipendente dalle dimensioni dell’opera e dalle caratteristiche geotecniche del

terreno stesso. Un esempio significativo riguarda le gallerie in ambiente urbano. Alle

problematiche costruttive e progettuali appena accennate si affianca un altro aspetto di

notevole importanza: l’interazione con le costruzioni in superficie. Edifici e più in generale

strutture di diversa natura, alcune anche di prevalente interesse storico e artistico, sono

condizionate dallo stato deformativo del terreno di fondazione conseguente allo scavo della

galleria sottostante; in questi casi è imprescindibile limitare gli effetti dell’interazione per

non alterare la stabilità e la funzionalità. Il primo passo consiste nella valutazione degli

spostamenti in superficie in modo da poter avanzare delle indicazioni sulle possibile

problematiche, in termini di danni potenziali indotti. Lo studio può essere molto

impegnativo e può anche influenzare sostanzialmente la tecnica di scavo della galleria,

oltre a promuovere la pianificazione di opere di miglioramento e/o rinforzo per la

riduzione del campo di spostamenti previsto.

Come si è visto, le tecniche di miglioramento e/o rinforzo sono indispensabili in molti

casi, quale la mitigazione delle problematiche relative ai danni potenziali indotti in

strutture preesistenti in superficie, lo scavo di gallerie in condizioni difficili o, come si è

accennato precedentemente, quando si sceglie di adottare tecniche di scavo tradizionali. Di

seguito riportiamo brevemente le tecniche di miglioramento e/o rinforzo più comunemente

utilizzate nella realizzazione di gallerie.

Nell’ambito degli interventi di miglioramenti è possibile segnalare la tecnica delle

iniezioni, che può essere praticata con diverse modalità d’azione e utilizzando diversi

prodotti per le miscele di iniezione, in funzione delle caratteristiche del terreno da trattare e

delle prestazioni che si vogliono raggiungere. Anche il congelamento rientra nelle tecniche

di miglioramento; in presenza di terreni sotto falda è possibile creare apposite zone

resistenti che permettono la stabilità a breve termine, sufficiente allo scavo e installazione

del rivestimento provvisorio o/e definitivo. La tecnica di congelamento è stata utilizzata

con successo anche per problemi di stabilità di fondo scavo e un esempio ne è la


11

costruzione della metropolitana milanese. Per raggiungere le zone da trattare, entrambi i

metodi di miglioramento possono essere eseguiti dalla superficie o dall’interno stesso della

gallerie, in funzione della copertura e dell’economia dell’intervento.

Nell’ambito delle tecniche di rinforzo, nella costruzione di gallerie è possibile prevedere

l’intervento di jet-grouting. Anche in questo caso è possibile eseguire l’intervento sia a

partire dalla superficie, quando ovviamente la profondità è modesta, sia dal fronte di scavo.

In quest’ultimo caso è possibile pensare di realizzare colonne sub-orizzontali in prossimità

della corona della gallerie per creare una sorta di protezione detto consolidamento “ a

ombrello”.

Lo sviluppo di fenomeni di collasso può essere evitato, inoltre, mediante un presostegno

o prerinforzo del fronte e della zona antistante, senza l’ausilio degli interventi di modifica

o rinforzo appena descritti. Molto comune, per esempio, è l’utilizzo di barre in vetroresina

infilate al fronte in modo da migliorare le condizioni di stabilità e ridurre le deformazioni

del terreno trattato, responsabili queste ultime anche di una significativa percentuale di

spostamenti indotti in superficie.

1.2 Allargo di gallerie

L’esigenza e il concetto dell’allargo di gallerie preesistenti nasce negli ultimi tempi. Per

tale motivo non esistono, ad oggi, procedure ben consolidate che possano essere prese a

riferimento nella progettazione di lavori di allargamento. Tutto è rimandato all’esperienza

e alla “fantasia” del progettista oltre che alle possibilità tecnologiche su cui ci si può

basare. È possibile far riferimento a lavori in cui, semplicemente, si è operato smantellando

il rivestimento esistente in mattoni. Lavori comunque sporadici perché l’ampliamento della

capacità di una via di comunicazione è stata finora soddisfatta progettando e costruendo

nuove infrastrutture e nuovi tratti stradali-ferroviari di più alta capacità. L’interesse

nell’ammodernamento e/o adeguamento delle infrastrutture preesistenti è nato per vari

motivi tra i quali la presenza di numerosi vincoli paesaggistici, destinati con il tempo a

aumentare in numero e vigore, che limitano le possibilità di perturbare e modificare siti

protetti. L’allargo di gallerie preesistenti porta con se anche un ulteriore aspetto degno di

studio che consiste nella modifica e gestione del traffico. Impegnando le gallerie nei lavori

di allargo, infatti, è necessario prevedere la deviazione del traffico o di adottare tecniche di


12

scavo compatibili con lo stesso. Analizzando quest’ultima alternativa, una possibilità è

quella di adottare tecniche costruttive che prevedano la presenza di uno scudo di

protezione della sede stradale e che tengano conto dei conseguenti ridotti spazi operativi.

In presenza di terreni di scadenti caratteristiche meccaniche, cui si associano limitate

capacità di autosostegno del cavo, l’avanzamento del fronte può essere preceduto dalla

realizzazione di un guscio resistente inserito nel terreno, avente funzione di rivestimento

provvisorio, realizzato mediante intasamento con betoncino fibrorinforzato di un’incisione

anulare scavata meccanicamente mediante una lama metallica, il cosiddetto “pretaglio”, di

diametro maggiore rispetto a quello della nuova galleria. In questo modo si ottiene una

struttura provvisoria in grado di scaricare alle imposte sollecitazioni altrimenti

incompatibili con la resistenza intrinseca dell’ammasso, garantendo la stabilità del fronte

scavo e della cavità. Un intervento di questo genere, comunemente detto “intervento del

pretaglio”, si inserisce nell’evoluzione dei tradizionali metodi di scavo verso soluzioni in

grado di determinare la creazione di effetti arco artificiali quale elementi fondamentali per

migliorare le condizioni di stabilità delle gallerie in terreni sciolti e/o in condizioni difficili.

Non solo, tale metodo può garantire una riduzione delle deformazioni, che normalmente

iniziano a svilupparsi ancor prima del passaggio del fronte di scavo. Aspetto quest’ultimo

di particolare importanza quando si opera in gallerie poco profonde, caratterizzate dalla

presenza di edifici preesistenti in superficie.

Come si vedrà più in dettaglio nel prossimo capitolo, l’applicazione di tale tecnica

innovativa è stata adottata per l’ampliamento della galleria di Nazzano.

Capitolo 2 – La galleria di Nazzano _______________________________________________________________________________

13

CAPITOLO 2 La galleria di Nazzano

Il problema dell’ampliamento di gallerie è di attuale interesse nei lavori di allargamento

da due a tre corsie di sedi autostradali. In particolare l’autostrada A1 (E45), nel tratto tra

Roma Nord e Orte ha subito un ridimensionamento per far fronte alla cresciuta domanda,

realizzando una corsia di marcia in più per ogni carreggiata. Il ridimensionamento della

sede autostradale da due a tre corsie più una di emergenza, dal chilometro 522+000 al

chilometro 523+200, prevede l’ampliamento della galleria di Nazzano. Tale galleria prende

il nome dal paese che sottopassa parzialmente, situato nel parco della valle del Tevere, a

meno di 50 Km dalle porte di Roma nord, arroccato su un rilievo di modesta altezza, con

quota del centro urbano di 202 m s.l.m (Fig. 1). L’ampliamento della galleria prevede una

sequenza di fasi di lavoro che richiede un’organizzazione relativamente complessa del

processo costruttivo.

Fig. 1 - Ubicazione geografica della galleria di Nazzano.


14

In questo capitolo si illustrano dapprima dettagliatamente le operazioni che

contraddistinguono la tecnica di scavo. Di seguito si riportano tutte le informazioni che

caratterizzano il sito sotto l’aspetto geotecnico e geologico, riportando i risultati delle

campagne d’indagine geotecnica cui è stato oggetto e, quindi, descrivendo il relativo

sistema di monitoraggio.

2.1 Descrizione dell’opera e dei lavori di allargo

Nella lavorazione di allargo della galleria è possibile individuare alcune fasi principali

che caratterizzano l’intero processo: la realizzazione del pretaglio e il suo intasamento per

creare un guscio di calcestruzzo fibrorinforzato con funzione di rivestimento preliminare;

la demolizione del rivestimento della galleria preesistente e del terreno al di sotto del

guscio; la messa in opera del nuovo rivestimento definitivo; l’intasamento

dell’intercapedine tra il guscio ed il rivestimento e la precompressione del rivestimento

definitivo. Il pretaglio consiste nell’esecuzione in avanzamento, dal fronte di scavo, di

un’incisione anulare di diametro leggermente superiore a quello della futura galleria e

leggermente inclinato verso l’esterno al fine di permettere la sovrapposizione di parte dei

gusci. Durante l’esecuzione dei lavori, la sede stradale è protetta da uno scudo metallico

posto all’interno del rivestimento preesistente che, benché riduca l’ampiezza della

carreggiata, consente di mantenere due corsie eliminando la sola corsia di emergenza (Fig.

2). Durante l’allargamento della galleria, al fine di mantenere l’esercizio, non può essere

realizzato il nuovo arco rovescio, ma un collegamento strutturale di tipo provvisionale tra il

nuovo rivestimento ed il vecchio arco rovescio. Completato l’allargamento, tutto il traffico

veicolare avviene nella nuova galleria, ormai di dimensioni tali da contenere due corsie per

senso di marcia. I lavori vengono spostati nell’altra galleria, in questa fase chiusa al

traffico. Al completamento dei lavori della seconda galleria, nella quale l’arco rovescio è

realizzato contestualmente alla messa in opera del rivestimento definitivo, il traffico si

sposta ancora interamente in quest’ultima per consentire il completamento della prima

galleria con la realizzazione del nuovo arco rovescio. L’opera finita, per ciascuna galleria,

presenta tre corsie di marcia più la corsia di emergenza (Fig. 2).


15

Fig. 2 – Fase delle lavorazioni e traffico.


16

La sequenza delle operazioni che contraddistingue la realizzazione dell’allargo della

singola gallerie per mezzo della tecnica del pretaglio, che costituisce il modulo ripetitivo di

tre metri di lunghezza su cui si basa l’intero processo di avanzamento dello scavo, è

descritta nel seguito, prendendo a riferimento una sezione longitudinale della galleria:

1) esecuzione del pretaglio;

GALLERIA ALLARGATA

2) riempimento del pretaglio con betoncino fibrorinforzato ad alta resistenza e rapida

presa e successiva posa in opera di un arco di conci del rivestimento definitivo; a

seguire, dopo l’intasamento con betoncino dell’intercapedine tra il guscio e l’arco,

si esegue la precompressione di quest’ultimo mediante un martinetto posto in

corrispondenza del concio di chiave;

GALLERIA ALLARGATA


17

3) avanzamento di un metro dello scavo;

GALLERIA ALLARGATA

4) posa in opera del secondo arco di conci del rivestimento definitivo;

GALLERIA ALLARGATA


GALLERIA ALLARGATA

GALLERIA EISTENTE


18

6) posa in opera del terzo arco di conci del rivestimento definitivo;

GALLERIA ALLARGATAGALLERIA ALLARGATA

GALLERIA EISTENTE


GALLERIA ALLARGATAGALLERIA ALLARGATAGALLERIA ALLARGATA

GALLERIA EISTENTE

La modalità di esecuzione del pretaglio è andata affinandosi nel corso dei lavori. In un

primo momento si è effettuata la realizzazione completa dell’incisione anulare per tutta

l’estensione dell’arco di volta e poi l’intasamento con betoncino fibrorinforzato della

stessa. Successivamente, pur mantenendo la stessa profondità in avanzamento, il pretaglio

è consistito nel realizzare a tratti l’incisione anulare, ognuna di ampiezza variabile da 2 a

3.5 metri, e nell’immediato intasamento con betoncino, a partire dal piede destro della

galleria.


19

2.2 Inquadramento geologico

In questo paragrafo si riportano le principali caratteristiche geologiche derivanti

dall’osservazione diretta in sito e da una prima campagna di indagine. Tale campagna è

stata integrata successivamente da una nuova e più estesa serie di indagini, dalle quali è

scaturita la caratterizzazione geotecnica definitiva.

I versanti in cui sono presenti gli imbocchi delle gallerie presentano pendenze piuttosto

elevate. Le stesse inclinazioni caratterizzano i pendii nella zona centrale del rilievo dove

sorge il centro dell’abitato. I terreni che costituiscono l’area d’interesse dei lavori,

appartengono a depositi marini plio-pleistocenici e sono costituiti da sabbie limose, sabbie

e ghiaie. In particolare si riscontrano successioni di sedimenti a granulometria

prevalentemente fine con la tendenza a divenire più grossolani procedendo verso la parte

alta della serie. Le gallerie sono localizzate in un litotipo sabbioso, verso la parte alta della

successione di depositi appena descritta. In particolare, tale litozona è costituita da sabbie

medio-fini di colore giallo-nocciola da debolmente a mediamente limose alternate da limi

da debolmente sabbiosi ad argillosi di colore grigio in orizzonti irregolari. Si possono

anche riconoscere lenti e/o paleocanali di ghiaie in matrice sabbiosa fine. Riassumendo, la

successione locale sembra essere costituita da due principali formazioni litologiche che

possono essere brevemente descritte partendo dal basso verso l’alto. La prima formazione

è caratterizzata da limo sabbiosi e/o argillosi, da mediamente consistenti a consistenti, di

colore grigio-azzurro; la formazione più superficiale è costituita da sabbie fini limose di

colore avana, da mediamente a molto addensate, talora debolmente cementate. Questi

terreni sono spesso interessati da sottili livelli arenacei, discontinui e fratturati, a

comportamento sostanzialmente litoide.

Infine, mediante le misure piezometriche è stata rilevata una falda con superficie libera

localizzabile nei terreni limosi sabbiosi e/o argillosi di base, il cui livello raggiunge una

quota pari a circa quella dell’arco rovescio della galleria esistente.

La geologia del luogo prevede, al di sotto dei limi sabbiosi, una potente formazione

costituita da argille consistenti plioceniche. In Fig. 3 è possibile vedere una sezione

longitudinale della geologia dell’ammasso, in cui si posizionano le due gallerie,

relativamente ai due litotipi più superficiali.


20

Fig. 3 – sezione longitudinale dell’ammasso in cui sono realizzate le due gallerie

2.3 Caratterizzazione geotecnica

Nell’ambito della Convenzione tra Autostrade per l’Italia S.p.A. ed il Dipartimento di

Ingegneria Strutturale e Geotecnica i terreni interessati dall’allargamento delle due gallerie

sono stati oggetto di una campagna di indagini integrativa; ciò ha permesso di finalizzare la

caratterizzazione geotecnica, con prove geotecniche in sito e di laboratorio

contestualmente all’installazione della strumentazione di monitoraggio.

Nell’ambito delle attività previste per la messa in opera degli strumenti di monitoraggio

(estenso-inclinometri e piezometri), sono stati eseguiti 39 perforazioni, di cui 14 sondaggi

a carotaggio continuo durante i quali è stato possibile prelevare campioni indisturbati ed

altri disturbati per l’esecuzione di prove di laboratorio. Intendendo con “S” sondaggio a

carotaggio continuo e con “D” sondaggio a distruzione di nucleo, in Fig. 17 si può

osservare l’ubicazione lungo le varie sezioni delle perforazioni eseguite. I campioni

prelevati, sono in numero di 100 di cui 60 sono stati sottoposti a prova.

I campioni sono stati sottoposti a prove di laboratorio per determinare sia le

caratteristiche di resistenza sia di deformabilità. Si sono condotte, più precisamente, 5

prove edometriche, 10 prove in colonna risonante, 39 prove di taglio diretto, 4 prove

triassiali consolidate non drenate.

Le prove eseguite nella campagna di indagine integrativa consistono, non solo in prove

di laboratorio, ma anche in prove in sito. Le prove in sito constano in prove

pressiometriche e penetrometiche dinamiche nonché prove di tipo geofisico quali le cross-

hole. Le prove penetrometriche statiche sono state effettuate lungo le perforazioni che

costituiscono le prime due sezioni strumentate e lungo le verticali dell’ultima sezione

collocata a ridosso dell’imbocco lato Sud delle due gallerie. Le prove pressiometriche, in


21

numero di dieci, sono state eseguite lungo una stessa verticale corrispondente al sondaggio

S13, facente parte dalla quarta sezione.

La presenza di una campagna di indagine pregressa ha permesso le osservazioni di

carattere geologico sopra esposte e ha indicato quali fossero le caratteristiche stratigrafiche

del sito. Grazie anche alla semplicità della geologia del sito, le ulteriori informazioni di

natura stratigrafica acquisite con la campagna di indagine integrativa hanno confermato

quanto già noto. La superficie di separazione tra la formazione arenacea superficiale

(sabbia variamente cementata) e la sottostante formazione di limo sabbioso grigio è

sostanzialmente suborizzontale e localizzata ad una quota media assoluta di 165 m.

L’intradosso dell’arco rovescio delle gallerie attuali si trova ad una quota di 166 m s.l.m.

pertanto le gallerie sono scavate completamente nella formazione sabbiosa superficiale.

Caratteristica della formazione sabbiosa è la presenza di livelli suborizzontali fortemente

cementati intercalati a livelli meno cementati.

Per quanto riguarda la distribuzione delle pressioni interstiziali, si conferma che la falda

è sostanzialmente in condizioni idrostatiche con superficie libera posta a circa 168 m

s.l.m.; la galleria si trova, quindi, interessata da un battente idraulico di circa 2 m (Fig. 4).

limo sabbioso

sabbia

Fig. 4 - Successione stratigrafica


22

Di seguito si riportano prima la descrizione delle modalità di esecuzione ed

interpretazione delle prove in sito e di laboratorio, poi si illustrano i risultati con i relativi

commenti.

Prove in sito e di laboratorio per la determinazione dei parametri meccanici di resistenza

e deformabilità: caratteristiche della modalità di esecuzione e di elaborazione delle prove

Grazie al cospicuo numero di provini a disposizione prelevati in sito è stato possibile

eseguire prove mirate ad individuare i valori numerici dei parametri sia di resistenza sia di

deformabilità. In considerazione della natura dei terreni, sono state scelte di volta in volta

le prove più adatte. Per quanto riguarda i parametri di resistenza in particolare sono state

eseguite sia prove di laboratorio, quali prove di taglio diretto e prove di compressione

triassiale, sia prove in sito quali le prove penetrometriche statiche. Per quanto riguarda le

prove finalizzate alla determinazione dei parametri di deformabilità, sono state ancora una

volta eseguite prove sia di laboratorio, come quelle in colonna risonante e le prove

edometriche, sia prove in sito quali le prove pressiometriche, le prove penetrometriche

statiche e le prove geofisiche cross-hole. Nel seguito illustriamo le modalità esecutive delle

principali prove in sito e, successivamente, le modalità esecutive delle prove di laboratorio

ed i criteri di interpretazione seguiti.

Le prove in sito

Le prove pressiometriche sono un valido strumento per la determinazione in sito dei

parametri di deformabilità dei terreni. Nell’indagine in oggetto, le prove sono state eseguite

con il pressiometro Menard, che richiede la realizzazione di una tasca nel foro di

sondaggio, all’interno del quale si esegue la prova. Il disturbo legato all’installazione,

riconducibile all’annullamento della tensione orizzontale totale ed alle distorsioni indotte

su un volume non sempre piccolo di terreno nell’intorno del pressiometro, comporta la

difficoltà di valutare bene la tensione litostatica iniziale (di cui si può fare solo una stima)

e, inoltre, per determinare i moduli di deformabilità del terreno è necessario impiegare

correlazioni empiriche (coefficienti reologici) con il modulo pressiometrico ottenuto dalla

pendenza del cosiddetto tratto pseudo-elastico della curva pressiometrica. Il modulo di

Young, tuttavia, può essere determinato eseguendo un ciclo di scarico e successivo

ricarico; in questo caso, infatti, il modulo di Young può essere valutato direttamente dalla


23

pendenza media della curva pressiometrica in corrispondenza del ciclo, senza dover fare

ricorso all’uso di correlazioni empiriche. Operando in questo modo, di fatto, si ipotizza che

la deformabilità del terreno nel ciclo sia sostanzialmente coincidente con la deformabilità

vergine (quella che si sarebbe ottenuta in assenza di disturbo dovuto all’installazione del

pressiometro); tale ipotesi, tuttavia, potrebbe sottostimare la rigidezza reale nei terreni

caratterizzati da sensitività strutturale.

A partire dai dati sperimentali, il modulo di Young, E, può essere ottenuto mediante la

seguente espressione:

E=2 (1+ν) ∆p/∆εc

essendo:

∆p l’intervallo di pressioni prescelto,

∆εc la corrispondente deformazione volumetrica,

ν il coefficiente di Poisson.

Infine, va precisato che nei terreni a grana grossa, per i quali la prova è eseguita in

condizioni drenate, nella precedente relazione il valore di ν è quello relativo allo scheletro

solido, ν', ed il corrispondente valore del modulo di Young ottenuto è espresso in termini

di tensioni efficaci, E'. Per le argille, viceversa, poiché la prova avviene in condizioni

sostanzialmente non drenate, è possibile impiegare la precedente relazione per ricavare il

modulo non drenato, Eu, utilizzando il coefficiente di Poisson in condizioni non drenate,

νu, di valore pari a 0.5. Nel caso in esame i terreni interessati dalle prove pressiometriche

non possono essere considerati terreni a bassa permeabilità. L’unico litotipo che potrebbe

presentare delle incertezze a tal proposito è il terreno della formazione sottostante le

sabbie. Questo terreno, come si è accennato precedentemente, è costituito prevalentemente

da limo, con significative percentuali di sabbia e il comportamento nei riguardi dei

fenomeni idrodinamici, riscontrato grazie a prove edometriche, indicano coefficienti di

consolidazione cv molto alti, tali da permettere di considerare tale litotipi in condizioni

drenate durante l’esecuzione delle prove pressiometriche. Per tali motivi, nelle elaborazioni

è stato impiegato un valore di ν pari a ν’=0.25 per entrambi le formazioni che interessano

il sito. Il valore del modulo di Young ricavabile dalla prova pressiometrica è riferibile ad

un livello di deformazione medio-basso, risultando generalmente più basso del modulo

elastico a piccolissime deformazioni, derivato dalle prove di colonna risonante o di

torsione ciclica.


24

Per quanto riguarda le prove penetrometriche dinamiche standard (campionatore di tipo

Raymond), i risultati sono stati principalmente utilizzati per la determinazione dell’angolo

d’attrito, ϕ’, dei terreni a prevalente composizione sabbiosa; a tal fine, sono state impiegate

le correlazioni proposte da Schmertmann (1978) che lega la densità relativa Dr (%) della

sabbia con il valore dell’angolo d’attrito di picco ϕ’. Grazie ai numero di colpi NSPT

provenienti dalla prove penetrometriche statiche è possibile, dalle relazioni di Skempton

(1986), determinare il valore della densità relativa Dr (%). In particolare, prima si

determina il valore corretto del numero di colpi N1, che corrisponde al valore di NSPT

riferito a un valore dell’efficienza del sistema di battitura pari al 60% e corretto per tener

conto del livello tensionale in corrispondenza del quale è stata eseguita la prova:

SPTN1 NCN ⋅=

dove

100σ12C 'vo

N+

= nel caso di sabbie fini

100σ23C 'vo

N+

= nel caso di sabbie grosse

(con 'voσ in kPa)

fatto ciò si determina la densità relativa con la seguente relazione:

60DN

2R

1 =

Una volta determinato il valore della densità relativa, si entra all’abaco di

Schmertmann, in funzione di quattro tipi di terreno, e si determina l’angolo d’attrito di

picco.

I valori ottenuti dalle prove penetrometriche statiche sono stati anche impiegati per la

stima del modulo di Young, E', mediante la seguente relazione:

SPTN7E' ⋅= in MPa

Le prove di laboratorio.

Prima di descrivere le prove di laboratorio, è doveroso ricordare le rilevanti difficoltà di

prelevare provini indisturbati in terreni sabbiosi, anche se variamente cementati come in

questo caso. Buoni risultati si ottengono se le operazioni di prelievo sono particolarmente

curate e condotte con attenzione da personale esperto e se si impiegano campionatori che


25

riducono il più possibile gli effetti della perturbazione dovuta al carotaggio; in questo caso

si possono raggiungere buoni risultati nel campionamento utilizzando i campionatori doppi

a scarpa avanzata tipo Mazier. Queste sono i principali accorgimenti adottati nel sito in

esame per permettere l’estrazione di provini potenzialmente indisturbati.

Come già accennato, la quota piezometrica lambisce inferiormente la formazione

sabbiosa e ciò, data la natura del terreno, comporta la sua incompleta saturazione; peraltro,

poiché le operazioni di prelievo sono state eseguite con circolazione d’acqua, è anche

probabile che i campioni possano avere assorbito acqua e, dunque, benché potenzialmente

strutturalmente indisturbati, possano presentare contenuti d’acqua maggiori rispetto a

quelli effettivamente presenti in natura. Tutto ciò premesso, tenuto anche conto della

pratica impossibilità, con attrezzature standard, di interpretazione dei risultati di prove

meccaniche di resistenza eseguite su materiale non completamente saturo e della

saturazione del materiale in sito attesa prossima allo zero, le prove di taglio diretto sono

state eseguite su provini asciutti. La scelta, in realtà, può essere duplice: oltre ad operare

con provini asciutti, è possibile pensare di saturare il provino e poi sottoporlo alla prova di

taglio diretto. Quest’ultima opzione è stata scartata sia per la maggior difficoltà

nell’assicurare una completa saturazione del terreno, sia per i tempi maggiori che avrebbe

richiesto la preparazione dei provini dovuti alla loro durata d’imbibizione. I provini sono

stati asciugati per evaporazione in forno ventilato a basse temperature (35 °C). Da

sottolineare che quest’ultima modalità di esecuzione della prova di taglio è stata adottata

esclusivamente per i campioni sabbiosi prelevati al di sopra della falda. Per quanto

riguarda la rimanente parte dei campioni (campioni limosi sopra falda o campioni prelevati

al di sotto della superficie libera della falda), le prove sono state eseguite in modo standard,

lavorando in presenza di acqua.

Come si è già avuto modo di dire, le prove di laboratorio per determinare le

caratteristiche di resistenza dei terreni sono sia prove triassiali consolidate-non drenate sia

prove di taglio diretto. Il comportamento a rottura di un elemento di terreno è funzione del

particolare percorso di carico che si impone per raggiungere le condizioni di

plasticizzazione. In altre parole, indipendentemente dalla struttura del terreno – anche

quest’ultimo importante aspetto che aiuta nella comprensione e/o previsione del

comportamento a rottura di un terreno - lo stress-path a cui si sottopone un provino può

condizionare profondamente le modalità di rottura di uno stesso tipo di terreno.

Ipotizzando un legame costitutivo semplice quale quello elasto-plastico perfetto con


26

criterio di resistenza alla Mohr-Coulomb, si hanno a “disposizione” solo due grandezze per

definire i parametri di resistenza di un terreno “c'” e “ϕ'”. La loro scelta deve tener conto,

quindi, del particolare percorso a rottura che si prevede avvenga in sito, e ciò è possibile

solo se si conducono le prove di laboratorio scegliendo un oculato percorso di carico a

rottura. La migliore indagine del comportamento dei terreni prevedrebbe di portare a

rottura i provini, a partire dallo stato tensionale litostatico, sottoponendoli a percorsi di

carico simili a quelli che l’elemento di volume in questione subirebbe in sito per effetto

della realizzazione della specifica opera. Questo modo di procedere, tuttavia, non è

perseguibile in quanto richiederebbe l’uso di apparecchiature in grado di applicare in modo

indipendente le tre tensioni principali e inoltre, di poterne prevedere la rotazione. In

condizioni di assialsimmetria, sarebbe possibile impiegare celle triassiali che consentono il

controllo del percorso di carico (celle del tipo di Bishop & Wesley); allo stato attuale,

tuttavia, l’uso di questo genere di apparecchiature non è ancora comune. Si rinuncia, in tal

modo a riprodurre fedelmente i percorsi di carico che subirebbero gli elementi di terreno,

mirando solo a cogliere il comportamento a rottura il più simile possibile alla realtà. Nelle

prove standard di laboratorio l’unica grandezza iniziale controllabile e regolabile è la

pressione di confinamento ed è per questo importante il valore che si sceglie per tale

pressione durante le prove a rottura. In altre parole, semplificando, è possibile affermare

come i parametri di resistenza c' e ϕ' dipendano, per uno stesso terreno, dalla pressione di

confinamento. Ci si domanda quale possa essere, nella programmazione delle prove di

laboratorio, il criterio da seguire al fine di determinare il valore delle tensioni di

confinamento in modo tale che, tenuto conto degli specifici percorsi di carico attesi durante

la fase deviatorica della prova, si raggiungano le condizioni di rottura negli stessi intervalli

tensionali nei quali la rottura è attesa in sito. Una soluzione consiste nel determinare lo

stato tensionale iniziale efficacie in sito per poi stabilire se le tensioni di confinamento

applicate in laboratorio debbano essere inferiori, circa uguali o superiori a queste. Di

seguito si illustra dettagliamene come si è proceduto, con riferimento al caso specifico di

allargamento della galleria autostradale, operazione che prevede un considerevole scavo di

terreno.

Nella realizzazione di scavi e in particolare di gallerie, si può osservare che i percorsi

tensionali sono generalmente caratterizzati da importanti riduzioni della tensione efficace

media. Prendendo in esame una condizione litostatica iniziale caratterizzata da un


27

coefficiente di spinta in quiete inferiore all’unità, i percorsi tensionali drenati tipici sono

riportati nella figura seguente (Fig. 5):

Fig. 5- Percorsi tensionali drenati corrispondenti allo scavo di una galleria.

Più precisamente, è possibile distinguere tre zone con percorsi tensionali diversi; fatta

eccezione per una zona di terreno di piccola estensione nell’intorno del punto C, nella

quale a causa dell’effetto arco si osservano incrementi della pressione media (s'), lo scavo è

caratterizzato da riduzioni di s', ovvero da sensibile riduzione della tensione efficace

media. In generale, pertanto, con riferimento alla teoria dello stato critico, nel caso di

esecuzioni di scavi e gallerie, indipendentemente dalla storia delle sollecitazioni

(sinteticamente esprimibile dal grado di sovraconsolidazione OCR) e fatta eccezione per

porzioni di terreno di limitata estensione, le condizioni di rottura si raggiungono in

corrispondenza della superficie di Hvorslev e sono caratterizzati da 0' ≠pc e 0' ≠pϕ e da

un successivo decadimento della resistenza sino al raggiungimento delle condizioni di stato

critico. Ritornando a quanto sottolineato precedentemente, si deduce che il modo migliore

per determinare sperimentalmente i parametri di resistenza, impiegando le usuali

apparecchiature di laboratorio, è quello di stabilire i valori delle tensioni iniziali di

confinamento cui consolidare i provini, prima di procedere con la fase di rottura, a valori

inferiori a quelli litostatici iniziali (Fig. 6, Fig. 7). In dettaglio, nelle prove di taglio diretto

sono stati adottati valori della tensione efficace assiale di confinamento pari a 0.25, 0.50 e


28

0.75 della tensione verticale efficace litostatica; analogamente, per le prove triassiali

consolidate e non drenate è stata utilizzata una pressione media efficace di confinamento

pari a 0.25, 0.50 e 0.75 della pressione media efficace in sito. Nel calcolo di quest’ultima si

è ipotizzato un valore del coefficiente di spinta in quiete “k0” pari a 0.5.

τ (k

Pa)

φ'p

v1,LABσ'

σ' v2,LAB

σ' v3,LAB

stato tensionalelitostatico

cerchio a rottura in sito (p' decresce)

σ' (kPa)n

φ' cs

v0σ' σ' h0

Fig. 6 - Prova di taglio diretto: scelta appropriata delle tensioni verticali efficaci

φ'cs

superficie limite di trazione

p pc'=0 φ'=0

Fig. 7 - Prova Triax CU: scelta appropriata delle tensioni di confinamento


29

Risultati delle prove geotecniche in sito e di laboratorio

I risultati ottenuti dall’interpretazione delle prove di laboratorio e delle prove in sito,

distinti per sezione, sono sinteticamente riassunti nelle seguenti tabelle: Tab. 3, Tab. 4,

Tab. 5, Tab. 6, Tab. 7, Tab. 8; in particolare, sono riportate le principali grandezze fisiche

(peso di volume e distribuzione granulometrica) e meccaniche (parametri di resistenza in

tensioni efficaci di picco e di stato critico). Inoltre, per facilità di lettura, gli stessi dati sono

rappresentati graficamente nelle seguenti figure: Fig. 8, Fig. 9, Fig. 9, Fig. 10, Fig. 11, Fig.

12 in funzione della profondità e per litotipo. I simboli pieni si riferiscono alla formazione

sabbiosa mentre quelli vuoti alla sottostante formazione limosa. Analogamente, in Fig. 13

si riportano il complesso dei risultati delle prove di laboratorio e in sito, riguardanti le

caratteristiche meccaniche di deformabilità espresse per mezzo del modulo di Young E’. In

quest’ultimo grafico sono stati inseriti anche i risultati provenienti dalla precedente

campagna d’indagine, evidenziati con il colore grigio.

Di seguito si illustrano i valori delle grandezze fisiche e meccaniche più significativi ai

fini della definizione del modello geotecnico di sottosuolo. Prima si commentano i

parametri che caratterizzano il litotipo più superficiale, quello sabbioso, poi si passa alla

descrizione del litotipo più profondo, sabbioso limoso. Successivamente si descrivono i

valori dei parametri meccanici di deformabilità in termini di modulo di rigidezza E’ per

entrambi i litotipi. Nella descrizione dei due litotipi si fa riferimento a tutti i risultati a

disposizione. Ciò è possibile per l’evidente ripetitività delle caratteristiche meccaniche dei

terreni lungo lo sviluppo delle due gallerie.

Iniziando con il litotipo più superficiale, è possibile subito chiarire perché l’andamento

con la profondità dei valori del peso dell’unità di volume risulta alquanto variabile, da un

minimo di 16 kN/m3 ad un massimo di circa 20.4 kN/m3. Tali valori sono stati ottenuti in

corrispondenza del contenuto d’acqua che il materiale aveva al momento dell’apertura dei

campioni; poiché parte dell’acqua presente potrebbe essere dovuta alle fasi di carotaggio e

di campionamento, tale dispersione, oltre a fatti naturali, potrebbe essere, almeno in parte,

dovuta a questo fenomeno; inoltre, per la stessa ragione, i pesi dell’unità di volume devono

ritenersi estremi superiori rispetto a quelli effettivamente presenti in sito. Fatte salve alcune

situazioni puntuali, la frazione granulometrica predominante è quella sabbiosa con

percentuale di fino (argilla) generalmente inferiore al 10%.


30

I valori dei parametri di resistenza determinati grazie alle prove di laboratorio sono stati

interpretati ipotizzando che il litotipo in questione avesse una resistenza di tipo sia coesivo

sia attritivo. La componente coesiva è riconducibile alla cementazione, piuttosto variabile

della sabbia. Per quanto attiene i valori dell’angolo di resistenza al taglio, questi sono

prevalentemente compresi tra 34° e 39°, anche se in qualche caso sono stati raggiunti

valori superiori, sino a 43°. Valori dell’angolo d’attrito generalmente compresi tra 34° e

38° si ottengono anche interpretando, con la procedura proposta da Schmertmann, i

risultati delle prove penetrometriche dinamiche eseguite in sito. Va osservato che alcune

prove SPT non sono state interpretate in quanto hanno raggiunto le condizioni di rifiuto;

ciò è riconducibile alla presenza di forti addensamenti o/e di legami di cementazione.

I valori dell’angolo di attrito dello stato critico ϕ’CS sono generalmente compresi tra 30°

e 37°.

La coesione assume valori generalmente dispersi, alquanto variabili, e compresi tra 0 e

150 kPa. Va comunque osservato che la maggior parte dei provini non supera la coesione

di 50 kPa, e solo 3 provini raggiungono una coesione pari a 150 kPa. Tale variabilità risulta

giustificata e compatibile con quanto si può osservare in corrispondenza dei diversi

affioramenti presenti in zona, dai quali si evince la variabilità del grado di cementazione.

Va precisato che la parte litoide della formazione arenacea non è stata oggetto di prove per

insufficiente quantità del materiale. Spezzoni di carota ben cementata di modesta

lunghezza, presenti all’interno dei campioni, non sono stati considerati adatti ad essere

sottoposti a prove meccaniche di resistenza. Considerata la natura dei terreni e le

conseguenti difficoltà di campionamento, si devono sottolineare due aspetti. Il primo:

durante il campionamento sono ipotizzabili effetti di disturbo non quantificabili, tendenti a

ridurre la resistenza del materiale; il secondo: il materiale prevalentemente a grana grossa

campionabile che è stato possibile sottoporre a prove di laboratorio è quello più addensato

e/o cementato e quindi caratterizzato da parametri di resistenza più elevati. Quest’ultimo

aspetto sovrastima le caratteristiche di resistenza della formazione sabbiosa.

L’impossibilità di una completa indagine sull’ammasso in oggetto, caratterizzato da una

cementazione diffusa ma estremamente variabile, rende difficile la previsione della

stabilità della galleria durante quelle fasi di scavo nelle quali il fronte e la volta in

allargamento non siano confinate.


31

Passando alla descrizione del litotipo sottostante, si può subito sottolineare come tale

formazione sia caratterizzata granulometricamente dalla presenza predominante di limo

anche se puntualmente la componente sabbiosa può risultare elevata. Il peso dell’unità di

volume risulta poco disperso variando con la profondità nell’intorno del valore medio pari

a circa 20 kN/m3. Per quanto attiene la resistenza si ottengono valori dell’angolo d’attrito

generalmente inferiori a quelli della formazione sovrastante. Anche se in qualche caso

sono stati raggiunti valori superiori a 43°, i valori dell’angolo di resistenza al taglio sono

prevalentemente compresi tra 31° e 36°. Anche in questo caso l’angolo d’attrito a grandi

deformazioni è generalmente inferiore all’angolo d’attrito di picco corrispondente, e oscilla

tra 31° e 35° con qualche eccezione in cui si raggiungono valori di 36° - 38°.

Per quanto riguarda la coesione efficace i valori sono alquanto variabili, variano tra 0 a

70 kPa, fatta eccezione per 3 valori che superano i 120 kPa.

Come si è accennato precedentemente, nella descrizione dei parametri fisici e meccanici

di resistenza delle due formazioni sono stati presi in esame i valori provenienti dalle prove

eseguite in tutte le cinque sezioni senza distinzioni fra sezione e sezione. Questo è

possibile per l’evidente ripetitività delle caratteristiche meccaniche dei terreni lungo lo

sviluppo delle due gallerie. Nonostante ciò sembra interessante sottolineare qualche

differenza delle caratteristiche meccaniche riscontrate fra le cinque sezioni. In particolare,

per quanto riguarda il litotipo sabbioso si può notare un discreto miglioramento delle

caratteristiche di resistenza in termini di angolo d’attrito al passaggio dalla prima sezione

all’ultima. Ciò è attestato anche dai risultati delle prove penetrometriche dinamiche, nelle

quali si ha un aumento della percentuale di prove che raggiungono le condizioni di rifiuto

passando dalla prima sezione alla quinta. In particolare, quest’ultima è caratterizzata

dall’assenza di dati elaborabili visto che tutte le prove hanno raggiunto le condizioni di

rifiuto.

Prima di illustrare i valori dei parametri meccanici di deformabilità si riportano alcune

considerazione sulla rappresentatività degli stessi. Le prove di laboratorio per la

determinazione dei parametri meccanici i deformabilità del terreno sono essenzialmente le

prove in colonna risonante e le prove edometriche. Entrambi hanno dato delle valide

indicazioni, ma non del tutto esaurienti a causa della natura dei terreni prevalentemente a

grana grossa. Per quanto riguarda il litotipo sabbioso più superficiale, sono state condotte

prove di colonna risonante. La difficoltà di ottenere provini di terreno indisturbato


32

cilindrici da campioni di terreno prevalentemente sabbiosi, ha comportato serie difficoltà

nel testare la deformabilità per mezzo della prova di colonna risonante. In altre parole i

campioni che sono stati sottoposti a prova in colonna risonante sono solo quelli che hanno

presentato o una spiccata cementazione del materiale o una sufficiente percentuale di

terreno a grana fine in grado di assicurare un minimo di consistenza necessaria per

confezionare il provino. I valori di rigidezza che si sono ottenuti, quindi, non possono

essere considerati caratteristici del comportamento globale di tutto l’ammasso di terreno,

ma piuttosto delle zone di terreno più cementate o con alto percentuale di materiale a grana

fine che fanno parte dell’intero litotipo superficiale. Guardando in dettaglio la

granulometria dei campioni sottoposti a prova, però, si nota che il materiale testato è

caratterizzato non tanto da una forte cementazione quanto da una considerevole

componente di materiale fino, che ha assicurato la lavorabilità del terreno e la possibilità di

ottenere provini cilindrici indisturbati.

Il litotipo più limoso sottostante le due gallerie sono stati testati con prove di laboratorio

edometriche e di colonna risonante. In questo caso va sottolineato come le prove

edometriche hanno confermato la sostanziale tendenza del terreno, almeno per la zona più

superficiale dello strato interessato dal sondaggio a carotaggio continuo, a comportarsi più

come materiale a grana grossa, con valori relativamente alti della permeabilità, piuttosto

che come un terreno a grana fine. Ciò è comunque confermato dall’analisi dei limiti di

Atterberg in cui non è possibile determinare il limite di plasticità.

Facendo riferimento alla Fig. 13 è possibile commentare le caratteristiche meccaniche

di deformabilità dei terreni in sito. La rigidezza di un terreno è funzione dello stato

deformativo a cui è sottoposto: passando da piccole deformazioni a grandi deformazioni, la

deformabilità del terreno aumenta sensibilmente. Alla luce di quanto detto è possibile

notare tale tendenza dai risultati che si hanno a disposizione. Per quanto riguarda le prove

edometriche il parametro di deformabilità che si ottiene è relativo alle medie deformazioni;

le prove penetrometriche statiche danno una stima di valori della deformabilità per medie-

alte deformazioni; dalle prove pressiometriche si ricavano valori relativi a medio-basse

deformazioni come anche dalle prove dilatometriche; i risultati provenienti dalle prove in

colonna risonante si riferiscono a piccole deformazioni e infine le prove geofisiche di tipo

cross-hole danno valori della deformabilità per piccolissime deformazioni.


33

I valori del modulo di rigidezza di Young E’ provenienti dalle prove edometriche

variano da 50 a 250 MPa. Ciò può attribuirsi allo variazione dello stato tensionale presente

in sito: si può vedere come all’aumentare della profondità e quindi della tensione di

confinamento aumenta la rigidezza del materiale. Va sottolineato che i valori del modulo

E’ ricavato dalle prove edometriche sono ricavati a partire dalle curve di scarico.

Per quanto riguarda i valori del parametro di rigidezza determinabili dalle prove

peneterometriche statiche mediante correlazione di Skempton e Schmertmann, è possibile

notare come questi siano i valori mediamente più bassi fra tutti quelli ricavati dalle altre

prove, oscillando tra 20 e 60 MPa. Va comunque ricordato che i parametri di deformabilità

ricavati utilizzando le prove SPT sono affetti dall’imprecisione delle necessarie

correlazioni da impiegare, non essendo le SPT prove che consentono misure dirette della

deformabilità. Le prove pressiometriche forniscono un ottima stima dei parametri di

rigidezza nel campo di deformazioni che si verificano in sito (medie-basse). In figura si

evidenzia la discordanza dei valori provenienti dalle prove pressiometriche della campagna

d’indagine precedente con quelli provenienti dalla più recente campagna d’indagine

integrativa. Allineandosi anche ai risultati provenienti dalle prove dilatometriche si

ritiengono più realistici i valori dei moduli di Young ottenuti nelle prove pressiometriche

più recenti (in nero), compresi tra 80 e 200 MPa. Le prove di laboratorio in colonna

risonante sui limi sabbiosi indicano valori della deformabilità più bassi rispetto a quelli

della formazione sabbiosa superficiale. Mentre il modulo E’ per i primi varia tra 400 e 600

MPa, per il litotipo sabbioso il valore di E’ oscilla tra 50 e 400 MPa.


34

Cam

pion

epr

of. (

m)

Z s.l

.m. (

m)

AL

SG

Cc

Cs

OC

Rc'

(kPa

)ϕ'

(°)

ϕ'cs

(°)

S1 -

C1

(A)

4,50

-4,9

018

8,5

05

5144

\\

\\

\\

\S1

- C

1 (C

-B)

4,50

-4,9

018

8,1

05

7520

\\

\\

\\

\S1

- C

1 (C

-B)

4,50

-4,9

018

8,1

00

100

012

,27

\\

\\

\36

S1 -

C2

9,00

-9,5

018

3,75

00

100

018

,83

\\

\20

3934

S1 -

C3

13,5

0-14

,00

179,

252

1680

219

,25

\\

\90

3735

S1-C

418

,00-

18,6

017

4,7

728

650

19,8

0\

\\

150

4141

S1-C

522

,50-

23,0

017

0,25

241

570

19,3

4\

\\

5040

36S1

- C

6 (B

)27

,00-

27,5

016

5,75

1177

120

20,0

0\

\\

2037

31S2

- C

13,

00-3

,70

183,

1522

3048

020

,37

\\

\17

3433

S2 -

C2

16,5

0-17

,20

169,

6511

1769

320

,40

\\

\50

3838

S2 -

C3

19,5

0 - 1

9,80

166,

855

3726

32\

\\

\\

\\

S3 -

C1

4,50

-4,9

018

1,99

1624

582

17,7

6\

\\

150

4238

S3 -

C2

9,00

- 9,

4017

7,49

222

760

15,9

8\

\\

3036

33S3

- C

313

,50-

13,9

017

2,99

229

690

17,9

1\

\\

4035

35S3

- C

4 ( C

-B )

18,0

0-18

,60

168,

397

7914

0\

\\

\\

\\

S3 -

C4

(B)

18,0

0-18

,60

168,

092

6335

018

,77

\\

\0

3531

S4 -

C1

5,30

-6,0

018

1,15

1528

525

17,0

5\

\\

5043

42

LEG

END

A

(*)

(**)

(***

)

(***

*)

(A),

(B),

etc.

prov

ino

ricos

titui

to e

asc

iutto

, con

fezi

onat

o co

n il

terr

eno

pass

ante

al s

etac

cio

di d

iam

etro

2 m

m; l

a pr

ova

di ta

glio

è st

ata

eseg

uita

in a

ssen

za d

i acq

ua. L

a pr

ova

è st

ata

eseg

uita

per

la d

eter

min

azio

ne d

ell'a

ngol

o d'

attri

to in

con

dizi

oni d

i sta

to c

ritic

ola

gra

nulo

met

ria si

rife

risce

al c

ampi

one

prel

evat

o in

sito

, da

cui è

stat

o ric

avat

o il

terr

eno

utili

zzat

o pe

r con

fezi

onar

e il

prov

ino

ricos

titui

topr

ovin

o co

nfez

iona

to d

a un

cam

pion

e pr

elev

ato

sopr

a fa

lda;

in q

uest

o ca

so la

pro

va T

D è

stat

a es

egui

ta in

pre

senz

a di

acq

ua e

il p

rovi

no n

on è

stat

o as

ciug

ato

prel

imin

arm

ente

a b

asse

tem

pera

ture

.si

inte

nde

"par

te a

lta, b

assa

, et

c."

del c

ampi

one

su c

ui è

stat

a es

egui

ta la

pro

va d

i lab

orat

orio

cam

pion

i pre

leva

ti so

pra

fald

aPe

r i c

ampi

oni s

abbi

osi p

rele

vati

sopr

a fa

lda,

i va

lori

delle

gra

ndez

ze fi

sich

e γ,

w, r

ipor

tati

in ta

bella

, pos

sono

ess

ere

dive

rsi d

a qu

elli

in si

to a

cau

sa d

el p

ossi

bile

ass

orbi

men

to d

i acq

ua d

i pe

rfor

azio

ne d

a pa

rte d

el c

ampi

one.

Per r

icon

durr

e lo

stat

o de

l mat

eria

le a

con

dizi

oni d

i con

tenu

to d

'acqu

a pr

ossi

mo

a ze

ro, s

ituaz

ione

pro

babi

le in

sito

nei

cam

pion

i sab

bios

i sop

ra fa

lda,

nel

le p

rove

TD

, prim

a de

lla fa

se d

i tag

lio, i

ca

mpi

oni s

ono

stat

i asc

iuga

ti a

bass

e te

mpe

ratu

re; i

noltr

e, a

nche

la fa

se d

i tag

lio è

stat

a es

egui

ta in

ass

enza

di a

cqua

.

TD

TD (*

)TD

(*)

\ TD

TD (*

)TD

(***

*)\

TD (*

)

TD (*

)TD

(*)

TD (*

)TD\

(***

)TD

(**)

TD (*

)

NO

TEC

AR

ATT

ERIS

TIC

HE

MEC

CA

NIC

HE

CA

RA

TTER

ISTI

CH

E FI

SIC

HE

GR

AN

ULO

MET

RIA

(%)

γ (K

N/m

3 )

Tab.

3 -

Car

atte

ristic

he fi

sich

e e

mec

cani

che

dei c

ampi

oni p

rove

nien

ti da

lla 1

° sez

ione

, sot

topo

sti a

pro

ve d

i lab

orat

orio

per

il li

totip

o sa

bbio

si.


35

Ta

b. 4

- C

arat

teris

tiche

fisi

che

e m

ecca

nich

e de

i cam

pion

i pro

veni

enti

dalla

1° s

ezio

ne, s

otto

post

i a p

rove

di l

abor

ator

io p

er il

lito

tipo

limos

o.

S1 -

C7

(A)

31,5

0-32

,00

161,

52

2076

219

,29

\\

\0

3331

S1 -

C7

(B)

31,5

0-32

,00

161

553

420

20,5

0\

\\

038

33S1

- C

836

,50-

36,9

015

6,3

682

120

20,5

0\

\\

196

3135

S2 -

C4

27,0

0-27

,60

159,

28

6725

020

,15

\\

\0

3532

S2 -

C5

34,5

0-35

,20

151,

6558

402

019

,91

0,41

0,07

4,20

032

\S3

- C

5 ( C

)22

,50-

23,0

016

3,94

780

130

\\

\\

\\

\S3

- C

6 (B

)27

,00-

27,6

015

9,39

1174

150

20,4

1\

\\

040

31S3

- C

732

,00-

32,5

015

4,44

1065

250

20,8

6\

\\

7034

31S4

- C

5 (A

)22

,50-

22,9

016

4,3

00

982

\\

\\

\\

\S4

- C

5 (C

)22

,50-

22,9

016

4,1

00

964

\\

\\

\\

\S4

- C

5 (C

-B)

22,5

0-22

,90

163,

94

7719

019

,87

\\

\50

4338

S4 -

C6

27,0

0-27

,40

159,

68

8012

020

,82

\0,

027

\\

\\

LEG

END

A

(A),

(B),

etc.

\TDTD

si in

tend

e "p

arte

alta

, bas

sa ,

etc.

" de

l cam

pion

e su

cui

è st

ata

eseg

uita

la p

rova

di l

abor

ator

io

\TD \ \ TDTD \ \ TD


36

3032

3436

3840

ϕ ' (

Schm

ertm

ann)

( ° )

ango

lo d

'attri

to ri

cava

to

dalle

pro

ve in

sito

SPT

rifiu

to

2832

3640

44

ϕ'

( ° )

resi

sten

za

a st

ato

criti

core

sist

enza

di p

icco

050

100

150

200

250

c'

(kPa

)0

2040

6080

100

GRA

NU

LOM

ETRI

A (%

)

AL

SG

1617

1819

2021

22

γ (K

N/m

3 )

150

152

154

156

158

160

162

164

166

168

170

172

174

176

178

180

182

184

186

188

190

192

PROFONDITA' (m)

1a sezi

one

di m

isur

a

sim

bolo

pie

no :

form

azio

ne sa

bbio

sa su

perf

icia

lesi

mbo

lo v

uoto

: fo

rmaz

ione

lim

osa

inte

rmed

ia

Fig.

8- A

ndam

ento

con

la p

rofo

ndità

e p

er li

totip

o de

i prin

cipa

li pa

ram

etri

fisic

i e m

ecca

nici

.


37

Cam

pion

epr

of. (

m)

Z s.l

.m. (

m)

AL

SG

Cc

Cs

OC

Rc'

(kPa

)ϕ'

(°)

ϕ'cs

(°)

S5 -

C2

34,0

0-34

,40

177,

643

2169

718

,31

\\

\30

4236

S5 -

C3

40,5

0-40

,90

171,

143

2959

9\

\\

\\

\\

S6 -

C2

(A)

12,0

0-12

,32

197,

50

010

00

\\

\\

\\

\S6

- C

2 (C

-B)

12,0

0-12

,35

197,

330

094

620

,83

\\

\11

041

40S6

- C

528

,50-

28,8

518

0,8

00

982

18,0

7\

\\

140

3936

S7 -

C2

9,00

-9,7

019

9,35

2014

660

18,4

5\

\\

034

30S7

- C

419

,50-

19,8

018

9,05

525

700

17,9

5\

\\

100

4236

S7 -

C7

37,5

-37,

8017

1,05

748

\\

\\

\\

\S6

- C

949

,50-

49,7

015

9,9

781

120

\\

\\

\\

\S7

- C

946

,50-

47,1

016

1,9

469

270

19,9

1\

\\

6033

32S7

- C

1154

,00-

54,6

015

4,4

578

170

20,6

00,

146

0,02

33,

312

735

,535

,5

LEG

END

A

(*)

(A),

(B),

etc.

TD (*

)

CA

RA

TTER

ISTI

CH

E FI

SICH

E

si in

tend

e "p

arte

alta

, bas

sa ,

etc.

" de

l cam

pion

e su

cui

è st

ata

eseg

uita

la p

rova

di l

abor

ator

io

\

TD (*

)TD

TD (*

)\ \ TD

cam

pion

i pre

leva

ti so

pra

fald

aPe

r i c

ampi

oni s

abbi

osi p

rele

vati

sopr

a fa

lda,

i va

lori

delle

gra

ndez

ze fi

sich

e γ,

w, r

ipor

tati

in ta

bella

, pos

sono

ess

ere

dive

rsi d

a qu

elli

in si

to a

cau

sa d

el p

ossi

bile

ass

orbi

men

to d

i acq

ua d

i pe

rfor

azio

ne d

a pa

rte d

el c

ampi

one.

GR

AN

ULO

MET

RIA

(%)

γ (K

N/m

3 )

18

Per r

icon

durr

e lo

stat

o de

l mat

eria

le a

con

dizi

oni d

i con

tenu

to d

'acqu

a pr

ossi

mo

a ze

ro, s

ituaz

ione

pro

babi

le in

sito

nei

cam

pion

i sab

bios

i sop

ra fa

lda,

nel

le p

rove

TD

, prim

a de

lla fa

se d

i tag

lio,

i cam

pion

i son

o st

ati a

sciu

gati

a ba

sse

tem

pera

ture

; ino

ltre,

anc

he la

fase

di t

aglio

è st

ata

eseg

uita

in a

ssen

za d

i acq

ua.

CA

RA

TTER

ISTI

CH

E M

ECCA

NIC

HE

NO

TE

TD (*

)\ \

Tab.

5 -

Car

atte

ristic

he fi

sich

e e

mec

cani

che

dei c

ampi

oni p

rove

nien

ti da

lla 2

° sez

ione

, sot

topo

sti a

pro

ve d

i lab

orat

orio

.


38

3032

3436

3840

ϕ ' (

Schm

ertm

ann)

(°)

ango

lo d

'attri

to ri

cava

to

dalle

pro

ve in

sito

SPT

rifiu

to

2832

3640

44

ϕ'

( ° )

resi

sten

za d

i pic

core

sist

enza

a

stat

o cr

itico

050

100

150

200

250

c'

(kPa

)0

2040

6080

100

GRA

NU

LOM

ETRI

A (%

)

AL

SG

1617

1819

2021

22

γ (K

N/m

3 )

150

152

154

156

158

160

162

164

166

168

170

172

174

176

178

180

182

184

186

188

190

192

194

196

198

200

202

204

206

208

210

212

PROFONDITA' (m)2a se

zion

e di

mis

ura

sim

bolo

pie

no :

form

azio

ne sa

bbio

sa su

perf

icia

lesi

mbo

lo v

uoto

: fo

rmaz

ione

lim

osa

inte

rmed

ia

Fig.

9 -

And

amen

to c

on la

pro

fond

ità e

per

lito

tipo

dei p

rinci

pali

para

met

ri fis

ici e

mec

cani

ci.


39

Cam

pion

epr

of. (

m)

Z s.l

.m. (

m)

AL

SG

Cc

Cs

OC

Rc'

(kPa

)ϕ'

(°)

ϕ'cs

(°)

c u (k

Pa)

D15

- C

12,

80-3

,10

211,

0522

669

318

,82

\\

\\

\\

\D

15 -

C2

11,0

0-11

,40

202,

880

13\

\\

\\

\\

\D

15 -

C3

17,1

0-17

,45

196,

786

7\

\\

\\

\32

\D

15 -

C4

23,0

0-23

,35

190,

832

1753

28\

\\

\\

\\

\D

15 -

C5

31,7

5-32

,00

182,

190

217

,56

\\

\60

3434

\D

15 -

C6

38,5

0-38

,75

175,

371

1180

8\

\\

\\

\\

\D

15 -

C7

44,5

0-45

,016

9,25

336

601

19,3

5\

\\

032

\\

S12

- C2

51,5

0-51

,80

162,

259

7714

020

,69

0,15

0,03

1,70

7032

,532

,5\

D15

- C

853

,00-

53,5

016

0,75

882

100

20,5

2\

\\

\\

\90

0D

15 -

C9

60,2

0-60

,60

153,

611

7811

020

,48

0,17

0,02

2,9

240

3034

,5\

D15

- C

1064

,00-

64,5

014

9,75

971

200

20,9

20,

156

0,02

51,

08\

\\

700

LEG

END

A

(*)

(***

**)

(A),

(B),

etc.

7 8

\\ TD

TD(*

****

)\

TD(*

)

TD

si in

tend

e "p

arte

alta

, bas

sa ,

etc.

" de

l cam

pion

e su

cui

è st

ata

eseg

uita

la p

rova

di l

abor

ator

io

\

Per r

icon

durr

e lo

stat

o de

l mat

eria

le a

con

dizi

oni d

i con

tenu

to d

'acqu

a pr

ossi

mo

a ze

ro, s

ituaz

ione

pro

babi

le in

sito

nei

cam

pion

i sab

bios

i sop

ra fa

lda,

nel

le p

rove

TD

, prim

a de

lla fa

se d

i tag

lio, i

ca

mpi

oni s

ono

stat

i asc

iuga

ti a

bass

e te

mpe

ratu

re; i

noltr

e, a

nche

la fa

se d

i tag

lio è

stat

a es

egui

ta in

ass

enza

di a

cqua

.

cam

pion

i pre

leva

ti so

pra

fald

aPe

r i c

ampi

oni s

abbi

osi p

rele

vati

sopr

a fa

lda,

i va

lori

delle

gra

ndez

ze fi

sich

e γ,

w, r

ipor

tati

in ta

bella

, pos

sono

ess

ere

dive

rsi d

a qu

elli

in si

to a

cau

sa d

el p

ossi

bile

ass

orbi

men

to d

i acq

ua d

i per

fora

zion

e da

par

te d

el c

ampi

one.

prov

ino

ricos

titui

to e

asc

iutto

, con

fezi

onat

o co

n il

terr

eno

pass

ante

al s

etac

cio

di d

iam

etro

4 m

m; l

a pr

ova

di ta

glio

è st

ata

eseg

uita

in a

ssen

za d

i acq

ua. L

a pr

ova

è st

ata

eseg

uita

per

la

dete

rmin

azio

ne d

ell'a

ngol

o d'

attri

to in

con

dizi

oni d

i sta

to c

ritic

o

\\ \

NO

TEC

AR

ATT

ERIS

TIC

HE

MEC

CA

NIC

HE

CA

RA

TTER

ISTI

CH

E FI

SIC

HE

GR

AN

ULO

MET

RIA

(%)

γ (K

N/m

3 )

7

Tab.

6 -

Car

atte

ristic

he fi

sich

e e

mec

cani

che

dei c

ampi

oni p

rove

nien

ti da

lla 3

° sez

ione

, sot

topo

sti a

pro

ve d

i lab

orat

orio

.


40

2832

3640

44

ϕ'

( ° )

resi

sten

za

a st

ato

criti

core

sist

enza

di p

icco

050

100

150

200

250

c'

(kPa

)0

2040

6080

100

GRA

NU

LOM

ETRI

A (%

)

AL

SG

1617

1819

2021

22

γ (K

N/m

3 )

148

150

152

154

156

158

160

162

164

166

168

170

172

174

176

178

180

182

184

186

188

190

192

194

196

198

200

202

204

206

208

210

212

PROFONDITA' (m)

3a sezi

one

di m

isur

a

sim

bolo

pie

no :

form

azio

ne sa

bbio

sa su

perf

icia

lesi

mbo

lo v

uoto

: fo

rmaz

ione

lim

osa

inte

rmed

ia

3032

3436

3840

ϕ ' (

Schm

ertm

ann)

(°)

ango

lo d

'attri

to ri

cava

toda

lle p

rove

in si

to S

PTrif

iuto

Fig.

10

- And

amen

to c

on la

pro

fond

ità e

per

lito

tipo

dei p

rinci

pali

para

met

ri fis

ici e

mec

cani

ci.


41

Cam

pion

epr

of. (

m)

Z s.l

.m. (

m)

AL

SG

c' (k

Pa)

ϕ' (°

)ϕ'

cs (°

)c u

(kPa

)S1

3 - C

229

,00-

29,5

019

0,25

1033

552

19,7

60

39,5

35\

S13

- C3

33,0

0-33

,50

186,

258

3949

420

,44

100

3838

\S1

3 - C

444

,00-

44,5

017

5,25

434

4913

\\

\\

\S1

3 - C

552

,00-

52,5

016

7,25

224

5717

\\

\\

\D

22 -

C1

36,0

0-36

,50

180,

5520

4039

121

,35

2034

34\

D22

- C

2 (C

-A)

42,0

0-42

,50

174,

5512

3452

219

,88

\\

37\

D22

- C

2 (C

-B)

42,0

0-42

,50

174,

5573

13\

\\

\\

S13

- C6

(A)

62,0

0-62

,50

157,

254

7421

119

,45

035

32\

S13

- C6

(B)

62,0

0-62

,50

157,

2513

6225

020

,42

\\

\37

5

LEG

END

A

(*)

(A),

(B),

etc.

si in

tend

e "p

arte

alta

, bas

sa ,

etc.

" de

l cam

pion

e su

cui

è st

ata

eseg

uita

la p

rova

di l

abor

ator

io

NO

TEC

AR

ATT

ERIS

TIC

HE

MEC

CA

NIC

HE

TD (*

)TD

(*)

\ TD

\

Per i

cam

pion

i sab

bios

i pre

leva

ti so

pra

fald

a, i

valo

ri de

lle g

rand

ezze

fisi

che

γ, w

, rip

orta

ti in

tabe

lla, p

osso

no e

sser

e di

vers

i da

quel

li in

sito

a c

ausa

del

pos

sibi

le

asso

rbim

ento

di a

cqua

di p

erfo

razi

one

da p

arte

del

cam

pion

e.

Per r

icon

durr

e lo

stat

o de

l mat

eria

le a

con

dizi

oni d

i con

tenu

to d

'acqu

a pr

ossi

mo

a ze

ro, s

ituaz

ione

pro

babi

le in

sito

nei

cam

pion

i sab

bios

i sop

ra fa

lda,

nel

le p

rove

TD

, pr

ima

della

fase

di t

aglio

, i c

ampi

oni s

ono

stat

i asc

iuga

ti a

bass

e te

mpe

ratu

re; i

noltr

e, a

nche

la fa

se d

i tag

lio è

stat

a es

egui

ta in

ass

enza

di a

cqua

.

TD (*

)TD

(*)

\ \

14CA

RA

TTER

ISTI

CH

E FI

SIC

HE

GR

AN

ULO

MET

RIA

(%)

γ (K

N/m

3 )

cam

pion

i pre

leva

ti so

pra

fald

a

Tab.

7 -

Car

atte

ristic

he fi

sich

e e

mec

cani

che

dei c

ampi

oni p

rove

nien

ti da

lla 4

° sez

ione

, sot

topo

sti a

pro

ve d

i lab

orat

orio

.


42

28

3236

4044

ϕ'

( ° )

resi

sten

za a

stat

o cr

itico

resi

sten

za d

i pic

co

050

100

150

200

250

c'

(kPa

)0

2040

6080

100

GRA

NU

LOM

ETRI

A (%

)

AL

SG

1617

1819

2021

22

γ (K

N/m

3 )

148

150

152

154

156

158

160

162

164

166

168

170

172

174

176

178

180

182

184

186

188

190

192

PROFONDITA' (m)

4a sezi

one

di m

isur

a

sim

bolo

pie

no :

form

azio

ne sa

bbio

sa su

perf

icia

lesi

mbo

lo v

uoto

: fo

rmaz

ione

lim

osa

inte

rmed

ia

Fig.

11

- And

amen

to c

on la

pro

fond

ità e

per

lito

tipo

dei p

rinci

pali

para

met

ri fis

ici e

mec

cani

ci.


43

Cam

pion

epr

of. (

m)

Z s.l

.m. (

m)

AL

SG

Cc

Cs

OC

Rc'

(kPa

)ϕ'

(°)

ϕ'cs

(°)

S8 -

C1

9,00

-9,4

018

1,6

903

20,1

\\

\30

3834

S8 -

C2

(B)

13,5

0-14

,00

177,

0584

3\

\\

\\

\\

S8 -

C4

19,5

0-19

,80

171,

1584

018

,44

\\

\10

3433

S9 -

C1

4,50

-5,0

018

7,16

325

711

19,1

\\

\\

\\

S11

- C1

5,60

-6,0

018

7,35

212

5828

\\

\\

\\

\S1

1 - C

15,

60-6

,00

187,

3590

0\

\\

\\

\35

S11

- C5

27,0

0-27

,40

165,

954

4231

23\

\\

\\

\\

S8 -

C7

(C-B

)33

,00-

33,5

015

7,55

352

450

19,5

6\

\\

1038

32S1

1 - C

631

,50-

31,9

016

1,45

1083

70

20,7

8\

0,02

7\

\\

\S1

1 - C

734

,50-

34,7

515

8,5

462

340

\\

\\

\\

\

LEG

END

A

(*)

(A),

(B),

etc.

CA

RA

TTER

ISTI

CH

E FI

SICH

EG

RA

NU

LOM

ETRI

A (%

)γ

(KN

/m3 )

7 13 16 10\ TD

TD (*

)\ TD \

Per r

icon

durr

e lo

stat

o de

l mat

eria

le a

con

dizi

oni d

i con

tenu

to d

'acqu

a pr

ossi

mo

a ze

ro, s

ituaz

ione

pro

babi

le in

sito

nei

cam

pion

i sab

bios

i sop

ra fa

lda,

nel

le p

rove

TD

, prim

a de

lla fa

se d

i tag

lio,

i cam

pion

i son

o st

ati a

sciu

gati

a ba

sse

tem

pera

ture

; ino

ltre,

anc

he la

fase

di t

aglio

è st

ata

eseg

uita

in a

ssen

za d

i acq

ua.

si in

tend

e "p

arte

alta

, bas

sa ,

etc.

" de

l cam

pion

e su

cui

è st

ata

eseg

uita

la p

rova

di l

abor

ator

io

NO

TEC

AR

ATT

ERIS

TIC

HE

MEC

CA

NIC

HE

\ \

cam

pion

i pre

leva

ti so

pra

fald

aPe

r i c

ampi

oni s

abbi

osi p

rele

vati

sopr

a fa

lda,

i va

lori

delle

gra

ndez

ze fi

sich

e γ,

w, r

ipor

tati

in ta

bella

, pos

sono

ess

ere

dive

rsi d

a qu

elli

in si

to a

cau

sa d

el p

ossi

bile

ass

orbi

men

to d

i acq

ua d

i pe

rfor

azio

ne d

a pa

rte d

el c

ampi

one.

\TD

(**)

Tab.

8 -

Car

atte

ristic

he fi

sich

e e

mec

cani

che

dei c

ampi

oni p

rove

nien

ti da

lla 5

° sez

ione

, sot

topo

sti a

pro

ve d

i lab

orat

orio

.


44

3032

3436

3840

ϕ ' (

Schm

ertm

ann)

(°)

anol

o d'

attri

to ri

cava

to

dalle

pro

ve in

sito

SPT

rifiu

to

2832

3640

44

ϕ'

( ° )

resi

sten

za d

i pic

core

sist

enza

a

stat

o cr

itico

050

100

150

200

250

c'

(kPa

)0

2040

6080

100

GRA

NU

LOM

ETRI

A (%

)

AL

SG

1617

1819

2021

22

γ (K

N/m

3 )

150

152

154

156

158

160

162

164

166

168

170

172

174

176

178

180

182

184

186

188

190

PROFONDITA' (m)

5a sezi

one

di m

isur

a

sim

bolo

pie

no :

form

azio

ne sa

bbio

sa su

perf

icia

lesi

mbo

lo v

uoto

: fo

rmaz

ione

lim

osa

inte

rmed

ia

Fig.

12

- And

amen

to c

on la

pro

fond

ità e

per

lito

tipo

dei p

rinci

pali

para

met

ri fis

ici e

mec

cani

ci.


45

40

8012

016

020

0

Edom

etri

ca

150

153

156

159

162

165

168

171

174

177

180

183

186

189

192

195

198

201

204

207

210

213

PROFONDITA' (m)

mod

uli d

i def

orm

abili

tà E

' (M

Pa)

sim

bolo

pie

no :

form

azio

ne sa

bbio

sa su

perf

icia

lesi

mbo

lo v

uoto

: fo

rmaz

ione

lim

osa

inte

rmed

iasi

mbo

lo n

ero:

cam

pagn

a d'

inda

gine

inte

grat

iva

sim

bolo

grig

io: c

ampa

gna

d'in

dagi

ne p

rece

dent

e

020

4060

SPT

020

040

060

080

0

Pres

siom

etri

cadi

lato

met

rica

dila

tom

etric

apr

essi

omet

riche0

200

400

600

800

Col

onna

riso

nant

e

Fig.

13

- And

amen

to c

on la

pro

fond

ità e

per

lito

tipo

del m

odul

o


46

La caratterizzazione geotecnica fin qui esposta consente la scelta dei parametri fisici e

meccanici da utilizzare nello studio dei lavori di allargo della galleria. Nonostante i valori

provenienti dalla caratterizzazione, però, per quanto riguarda la valutazione della rigidezza

del materiale, è necessario ribadire alcune considerazione sui criteri di scelta. Nel sito in

esame, per quanto la geologia sia semplice, la variabilità della cementazione e la presenza

di livelli di spessore più o meno variabile fortemente cementati, quasi litoidi, che si

incontrano nelle sabbie superficiali, rendono difficile caratterizzare con un unico parametro

l’intero ammasso. Per esempio, i risultati delle penetrometriche dinamiche, oltre ai valori

relativamente bassi, indicano un gran numero di prove andate a rifiuto, a testimoniare la

possibile forte eterogeneità delle caratteristiche meccaniche dei terreni. Quando non

cementati, inoltre, la natura prevalentemente sabbiosa dei terreni presenti in sito ha

compromesso la confezione di provini realmente indisturbati da cui si sono ricavati alcuni

dei valori della rigidezza delle prove di laboratorio. Ancora più difficile se si considerano

gli effetti del comportamento non lineare dei terreni, di cui si è già accennato durante

l’illustrazione delle varie prove eseguite per determinare la rigidezza dei terreni. Esistono

molte procedure di elaborazione dei dati di prove in sito o di laboratorio che permettono

una valutazione più attenta della rigidezza considerando il comportamento non lineare del

terreno. La seguente Fig. 14, per esempio, ripropone i risultati dei diagrammi di Fig. 13

con l’aggiunta di una nuova elaborazione delle prove penetrometriche dinamiche SPT, in

cui si ipotizzano livelli di deformazioni medio-bassi. Più precisamente, una volta definita

la densità relativa dei terreni, grazie al metodo di Berardi e Lancellotta utilizzato nel

calcolo dei cedimenti in presenza di deformazioni verticale medie pari allo 0.1%, si è

calcolato il modulo di rigidezza di Young E’ utilizzando la relazione di Janbu (1963).

Come si può notare, i valori del modulo di rigidezza risultano sensibilmente più alti, e

prossimi a quelli provenienti dalle prove pressiometriche. Tali considerazioni

permetteranno di giustificare le modalità di scelta del modulo di rigidezza dei terreni

presenti in sito, utilizzati nelle analisi numeriche di cui si parlerà ampliamente nel capitolo

5.


47

40

8012

016

020

0

Edom

etri

ca

150

153

156

159

162

165

168

171

174

177

180

183

186

189

192

195

198

201

204

207

210

213

PROFONDITA' (m)

mod

uli d

i def

orm

abili

tà E

' (M

Pa)

sim

bolo

pie

no :

form

azio

ne sa

bbio

sa su

perf

icia

lesi

mbo

lo v

uoto

: fo

rmaz

ione

lim

osa

inte

rmed

ia

020

4060

SPT

(Ske

mpt

on, S

chm

ertm

ann)

SPT

a rif

iuto

020

040

060

080

0

Pres

siom

etri

cadi

lato

met

rica

dila

tom

etric

apr

essi

omet

riche

020

040

060

080

0

Col

onna

riso

nant

e

4080

120

160

200

SPT

(B

erar

di, L

ance

llotta

, Jan

bu)

sim

bolo

ner

o: c

ampa

gna

d'in

dagi

ne in

tegr

ativ

asi

mbo

lo g

rigio

: cam

pagn

a d'

inda

gine

pre

cede

nte

Fig.

14

And

amen

to c

on la

pro

fond

ità e

per

lito

tipo

del m

odul

o

Capitolo 3 – Analisi numeriche dello scavo della galleria e dell’allargo _______________________________________________________________________________

48

2.4 Il sistema di monitoraggio

Il sistema di monitoraggio consiste nella strumentazione di sezioni di misura, trasversali

rispetto all’asse delle due gallerie, composte da estensio-inclinometri e celle piezometriche.

Ciascuna sezione, che interessa il piano trasversale all’asse del tracciato stradale in cui si

ritagliano le sagome delle due gallerie, consta di cinque verticali: due in corrispondenza

dell’asse delle due gallerie, una nel loro mezzo e le altre due adiacenti alle pareti esterne

delle gallerie, agli estremi della sezione (Fig. 15). Ciascuna verticale in corrispondenza

dell’asse delle due gallerie è costituita da una sola perforazione allestita per misure

estensio-inclinometriche, mentre le altre constano di due perforazioni relativamente vicine,

nelle quali sono installati nell’una due piezometri e nell’altra l’estensimetro con funzione

inclinometrica. Le verticali situate agli estremi della sezione sono ubicate ad una distanza

di 2 metri dall’estradosso dello scavo di pretaglio in corrispondenza del piede della

galleria. Per quanto riguarda la profondità delle colonne estensio-inclinimetriche, quelle in

corrispondenza all’asse delle due gallerie raggiungono una distanza dal pretaglio non

superiore ad 1.5 metri, mentre le verticali posizionate lateralmente oltrepassano la quota

dell’arco rovescio per una profondità di circa 15 metri. Per quanto riguarda le celle

piezometriche, in ogni perforazione prevista allo scopo, sono installati due piezometri

posizionati a profondità di 2 e 5 metri al di sotto del tetto della formazione limo-sabbiosa.

In Fig. 15 è riportata la tipica sezione di monitoraggio.

Lungo le verticali predisposte per l’installazione degli strumenti estensio-inclinometrici,

sono state eseguite prove in sito e sono stati prelevati campioni, destinati alle prove di

laboratorio.


49

LIMO SABBIOSO

SABBIA

h=variabile

2 metri5 metri

< 1,5 metri

15 metripiezometri a corda vibrante

estensio-inclinometri

estensio-inclinometri

Fig. 15 - Strumentazione e geometria della generica sezione di misura.

Nel complesso sono state realizzate cinque sezioni di misura disposte lungo l’intero

sviluppo della galleria, identificate con un numero progressivo crescente andando dagli

imbocchi lato Nord a quelli lato Sud delle due gallerie (Fig. 16). La cinque sezioni distano

da tale imbocco 26, 94, 122, 222 e 313 metri. Poiché l’allineamento delle verticali della 1a

sezione non è stato possibile a causa della morfologia del luogo, si è spezzata la sezione in

due semisezioni sfalsate altimetricamente e longitudinalmente rispetto allo sviluppo

dell’asse stradale. In questo caso le due semisezioni sfalsate planimetricamente sono

composte da due verticali poste alle estremità; inoltre, a causa del ridotto spessore di

copertura delle due gallerie non si è eseguita l’installazione degli estenso-inclinometri in

mezzeria alle stesse. Le altre sezioni strumentate, escludendo la seconda, non sono

perfettamente ortogonali agli assi delle due gallerie (Fig. 17).


50

Milano Roma

Fig. 16 – Ubicazioni delle sezioni di monitoraggio.

Fig. 17 - disposizione delle verticali estensio-inclinometriche nelle cinque sezioni di misura.

I lavori di ampliamento sono stati avviati dopo una preparazione dei fronti Nord e Sud e

delle aree di cantiere, mentre il sistema di monitoraggio è stato allestito secondo un

programma correlato all’avanzamento dello scavo. La prima e la seconda sezione di misura

sono state attrezzate e rese operative quando lo scavo di ampliamento era già iniziato e il

fronte si era allontanato di una distanza di poco superiore a 10 metri dall’imbocco lato

Nord della canna direzione Milano. Le rimanenti sezioni sono state allestite

successivamente.


51

CAPITOLO 3 Analisi numeriche dello scavo della galleria e dell’allargo

3.1 Introduzioni alle analisi numeriche

La conoscenza del comportamento tensio-deformativo di un ammasso in cui si

eseguono lavori di scavo, può essere risolto utilizzando le ormai diffuse e pressoché

affidabili tecniche di analisi numerica oggi disponibili. Ciò non sminuisce l’utilità nel

conoscere lo stato tensio-deformativo intorno ad una galleria per alcune situazioni

idealizzate e/o semplificate, quali possono essere l’isotropia dello stato di sforzo originario

e la geometria dello scavo con sezione circolare, che facilitano la comprensione dei

risultati ottenuti in analisi numeriche condotte per situazioni più complesse e più

realistiche, o avere una guida nell’applicazione e nella corretta modellazione delle analisi

stesse. Di seguito si riporta la descrizione delle analisi numeriche condotte per lo studio e

l’allargo della galleria, dopo aver brevemente illustrato i requisiti comuni e principali che

caratterizzano tutte le analisi effettuate.

Le analisi numerica può essere condotta per diversi stadi di approfondimento o/e per

rispondere a specifiche esigenze. In funzione di ciò, si prepara una modellazione numerica

ad hoc, tenendo sempre fisso l’obiettivo di ottimizzare l’efficienza delle risposte del

modello e minimizzare le difficoltà e l’onerosità di calcolo. In altre parole l’obiettivo

consiste nel conseguire risultati sufficientemente accurati e nel contempo di contenere gli

oneri computazionali.

Un altro aspetto fondamentale è sicuramente la scelta del tipo di analisi in termini di

dimensioni: bidimensionale (2D), tridimensionale (3D). Quando si studiano gli effetti dello

scavo di una galleria, la modellazione più opportuna è quella tridimensionale, scelta ancora

più appropriata per simulare l’esecuzione di un’incisione di estensione limitata nel terreno,

quale è il pretaglio. La modellazione 3D, infatti, è la più adatta a riprodurre, in modo

realistico, i processi costruttivi e la loro sequenza: è possibile analizzare le fasi più

impegnative del processo costruttivo, valutare il campo di spostamenti indotto e, inoltre,

determinare i margini di sicurezza nei riguardi della formazione di meccanismi di collasso

tenendo conto dell’effettiva geometria del problema.


52

Nel presente lavoro, sono state impostate analisi numeriche tridimensionali impiegando

un codice di calcolo alle differenze finite FLAC 3D 2.0 (Itasca, 2002). Le analisi

numeriche tridimensionali condotte sono state particolarmente adatte nel simulare

realisticamente le singole fasi previste nella realtà esecutiva dello scavo della galleria e, in

particolar modo, le fasi di ampliamento delle gallerie per mezzo della tecnica del pretaglio.

Le stesse hanno permesso, inoltre, di seguire e studiare l’evoluzione tensio-deformativa

che si sviluppa con l’avanzamento del fronte di scavo. Se da una parte ciò ha evidenziato

l’utilità delle analisi tridimensionali nella progettazione statica delle gallerie, non è inutile

ricordare che, nonostante le maggiori potenzialità degli attuali calcolatori, l’analisi

numerica tridimensionale ha richiesto tempi di calcolo impegnativi. Tale onerosità

computazionali ha richiesto, in particolare, l’introduzione di semplificazioni nella messa a

punto dello strumento d’analisi. Qui si riporta brevemente qualche considerazione di

carattere generale su alcuni aspetti presi in considerazione per la messa a punto del

modello: sulle dimensioni del reticolo di discretizzazione, sulla geometria della griglia e

sulla dimensione degli elementi che la compongono, sulla densità di discretizzazione, sui

modelli di comportamento del terreno adottati, sull’utilizzo di elementi strutturali nella

simulazione di alcuni processi di realizzazione delle singole fasi costruttive. Partendo dal

primo, le dimensioni del reticolo possono incidere in modo determinante sugli oneri

computazionali: quello che si è tentato di stabilire è una dimensione minima del reticolo

sufficiente a eliminare o limitare sensibilmente gli effetti delle condizioni al contorno,

costituite da vincoli deformativi o vincoli tensionali, sui risultati delle analisi. Anche

semplificazioni geometriche del reticolo possono apportare un beneficio in termini

computazionali: si è rinunciato, per esempio, alla sagomatura dettagliata di elementi di

confine non particolarmente interessanti relativamente allo specifico studio o scegliendo un

passo di discretizzazione della griglia in direzione dello scavo doppio rispetto al passo

previsto nella realtà, senza apportare con ciò, particolari inconvenienti alla modellazione.

La scelta oculata delle dimensioni degli elementi da utilizzare unita alla scelta nell’utilizzo

di strumenti di costruzioni della griglia quali le interfacce, ha ridotto sensibilmente il

numero di zone che costituiscono la mesh, riducendo conseguentemente i tempi di calcolo.

Come accade anche nelle analisi numeriche bidimensionali la riduzione del numero di zone

è possibile anche mediante una differenza sull’infittimento della griglia in funzione della

posizione delle zone d’interesse e delle zone soggette alle maggiori perturbazioni.

Utilizzando una discretizzazione più lasca in zone prive d’interesse e non soggette a forti


53

gradienti tensionali è stato possibile ridurre il numero di zone presenti nella griglia. Oltre a

scelte puramente geometriche del reticolo, è stato possibile anche ridurre gli oneri

computazionali preferendo l’impiego di modelli costitutivi semplici. La scelta di modelli

costitutivi avanzati e complessi, infatti, non sempre è giustificata, soprattutto quando questi

non apportano sostanziali benefici nella bontà dei risultati con il solo effetto di allungare i

tempi di analisi. Infine, la scelta di elementi strutturali per simulare componenti della

modellazione, come il rivestimento delle gallerie, con comportamento puramente elastico

ha eliminato la necessità di dover provvedere all’inserimento di un gran numero di

elementi di continuo nella griglia.

3.2 Analisi preliminari

Come già illustrato nel capitolo 2, il sito in esame oggetto dei lavori allargamento è

caratterizzato da cinque sezioni strumentate. Nonostante siano state impostate più analisi

tridimensionali, con l’obiettivo di concentrare l’attenzione sui risultati ottenuti a ridosso

delle varie sezioni strumentate, nel presente lavoro si sono elaborati e si presentano solo i

risultati delle analisi relative alla terza sezione di monitoraggio. Le analisi numeriche

tridimensionali condotte per lo studio della prima e seconda sezione di monitoraggio sono

state comunque utili perché hanno permesso di ottimizzare e mettere a punto il modello

numerico relativo allo studio della terza sezione. Lo studio condotto per la prima sezione di

monitoraggio ha permesso di mettere a punto le modalità della simulazione numerica dello

scavo per mezzo della tecnica del pretaglio e la simulazione delle gallerie preesistenti;

inoltre ha permesso di apprezzare la scelta dei modelli costitutivi adottati per il terreno e

per gli elementi strutturali. Lo studio della seconda sezione di monitoraggio, invece, è stata

utile per ottimizzare la gestione delle dimensioni del reticolo nella direzione dello sviluppo

delle gallerie. Per tali motivi le analisi eseguite per lo studio della prima e della seconda

sezione sono state definite “preliminari”, a dispetto delle “analisi definitive”, di cui si

parlerà nel paragrafo seguente, che si riferiscono a quelle condotte per lo studio della terza

sezione.


54

Le analisi della prima sezione

La prima sezione incontrata procedendo con lo scavo in direzione Roma è ubicata in

prossimità dell’imbocco lato Nord e carreggiata in direzione Milano. La messa a punto

della griglia relativa si è basata su una caratterizzazione geotecnica preliminare, precedente

a quella esposta nel capitolo 2, caratterizzata da un numero di prove minore rispetto a

quello utilizzato nella caratterizzazione geotecnica definitiva, e sulla conoscenza della

morfologia del sito reale.

Al fine di contenere gli oneri computazionali, pur mantenendo un’adeguata capacità di

modellazione, per il terreno è stato impiegato un semplice modello costitutivo elasto-

plastico perfetto con criterio di rottura di Mohr-Coulomb, mentre per gli elementi in

calcestruzzo è stato impiegato il modello elastico lineare. Per minimizzare gli effetti delle

condizioni al contorno sulle superfici laterali del reticolo, i cui nodi sono vincolati

mediante carrelli, il volume di terreno discretizzato è molto esteso sia lateralmente sia

longitudinalmente. I nodi della base del reticolo sono stati vincolati mediante cerniere. La

stratigrafia riprodotta nell’analisi numerica riproduce le condizioni presenti in sito,

caratterizzato da deposito sabbioso variamente cementato poggiante su di un terreno limo-

sabbioso relativamente consistente; nella griglia il contatto dei due litotipi avviene su di

una superficie sub-orizzontale posta all’incirca in corrispondenza dell’arco rovescio della

galleria preesistente (Fig. 18). Ciascuno dei litotipi presenti è stato modellato come

continuo omogeneo caratterizzato da valori medi dei parametri fisici e meccanici (Tab. 9).

Tab. 9 - Parametri fisici e meccanici e modello costitutivo utilizzati nelle analisi numeriche.

strato sabbia superiore

strato limo inferiore rivestimento

preesistente

rivestimento nuovo magrone

γ (kN/m3) 20 20 γ (kN/m3) 24 25 24E' (MPa) 50 80 E' (MPa) 28500 33600 22000c' (kPa) 40 0 ν 0,2 0,2 0,2ϕ' (°) 36 32 modello elastico elastico elastico

modello elastico-plastico elastico-plastico spessore 0,8 m 0,6 m 0,4 m


55

Fig. 18 - Griglia utilizzata nell’analisi numerica tridimensionale per lo studio della prima sezione.

Considerata la natura dei terreni, le analisi sono state eseguite assumendo il permanere

di condizioni drenate durante tutte le fasi costruttive. Lo stato tensionale iniziale è stato

determinato portando all’equilibrio, sotto l’azione della gravità, il modello la cui geometria

ripropone le caratteristiche morfologiche della porzione di terreno presa in esame. Prima

della simulazione dell’allargamento della galleria, inoltre, si è cercato di riprodurre lo stato

tensionale generato dallo scavo delle gallerie preesistenti. La simulazione della

realizzazione delle due gallerie prevede la loro costruzione non contemporaneamente, ed è

caratterizzata da un ciclo di avanzamento contraddistinto da due sole fasi: lo scavo di due

metri di galleria e la successiva messa in opera del rivestimento, quest’ultimo modellato

con elementi strutturali di tipo shell.

La successiva simulazione dell’allargamento vuole riprodurre il più fedelmente

possibile le fasi che caratterizzano tale processo (Fig. 21). La realizzazione del pretaglio è

stata simulata eliminando gli elementi di continuo corrispondenti all’incisione. Dopo

l’inserimento del guscio, simulato riattivando gli elementi di continuo rimossi per la

simulazione del pretaglio con le caratteristiche meccaniche del calcestruzzo, la fase di

avanzamento del fronte scavo è stata modellata eliminando sia il terreno compreso tra il

guscio ed il rivestimento esistente, sia rimuovendo la porzione di shell che rappresenta


56

quest’ultimo. L’installazione del rivestimento definitivo è stata riprodotta numericamente

attivando elementi strutturali tipo shell collegati alla mesh. Poiché lo spessore del

rivestimento definitivo è variabile e passa da 1.9 metri in corrispondenza del piede del

singolo arco di cui è costituito, fino a 0.6 metri in chiave, la simulazione numerica ha

voluto cogliere questa variabilità modellando la shell con elementi tutti uguali di spessore

0.6 metri ed inserendo, al disotto delle basi dei singoli archi, degli elementi di continuo con

caratteristiche di rigidezza e resistenza tipici del calcestruzzo (Fig. 19). Una scelta di

questo genere permette di evitare l’eventuale l’effetto negativo di “punzionamento” , che si

sarebbe potuto verificare al piede del rivestimento definitivo per effetto dell’assenza di

spessore nella griglia dell’elemento shell.

Fig. 19 - Modellazione del piede del rivestimento definitivo.

Con il procedere dello scavo, infine, il nuovo rivestimento viene collegato all’arco

rovescio esistente ancora mediante elementi shell, che rappresentano un collegamento non

strutturale. Quest’ultimo ha il compito di provvedere ad un piano di lavoro regolare e di

proteggere i terreni sottostanti.


57

Nelle analisi sono stati simulati anche le variazioni delle caratteristiche meccaniche e

fisiche dei diversi elementi strutturali presenti. In Fig. 20 si evidenziano con colori

differenti le shells utilizzate per modellare i vari elementi strutturali che hanno

caratteristiche meccaniche e/o fisiche diverse.

Fig. 20 – Shells utilizzate per i diversi elementi strutturali

La discretizzazione longitudinale delle due gallerie prevede un passo di 2 metri. Questa

scelta, fatta per ridurre gli oneri computazionali, fa sì che le singole fasi lavorative

simulanti l’allargamento prevedano un’entità dell’avanzamento del fronte scavo doppio

rispetto a quello previsto dal progetto esecutivo. Nelle Fig. 21 a), b), c), d), e), f) si

evidenziano i passi che caratterizzavano la simulazione numerica, prendendo in esame una

sezione del modello numerico longitudinale all’asse della galleria che si sta ampliando.


58

a) Esecuzione del pretaglio.

b) Riempimento del pretaglio con betoncino fibrorinforzato ad alta resistenza.

c) Posa in opera di un arco di conci del rivestimento definitivo.


59

d) Avanzamento di due metri dello scavo.

e) Posa in opera di un secondo arco di conci del rivestimento definitivo.

f) Avanzamento di due metri dello scavo.

Fig. 21 - Passi seguiti nella simulazione numerica.


60

L’esecuzione dell’incisione anulare è stata simulata annullando contemporaneamente

tutte le zone di terreno corrispondenti alla presenza del futuro guscio di protezione. Il

successivo riempimento del pretaglio con betoncino fibrotinforzato è stato simulato

riattivando gli elementi di continuo precedentemente annullati, utilizzando un modello

costitutivo elastico con modulo di rigidezza più basso rispetto al valore finale di fine

stagionatura, al fine di simulare il processo di indurimento del betoncino. Le caratteristiche

di deformabilità proprie del betoncino a fine stagionatura sono attribuite agli stessi

elementi nel passo successivo, simultaneamente all’avanzamento di due metri di scavo.

Le analisi numeriche relativi alla prima sezione non si sono potute confrontare con i dati

provenienti dagli strumenti di monitoraggio. Le prime fasi di allargo in sito, infatti, sono

state caratterizzate da fenomeni più o meno pronunciati d’instabilità locale dello scavo che

hanno richiesto delle importanti opere di consolidamento dall’alto. I lavori di sbancamento

e stabilizzazione del sito a ridosso dell’imbocco hanno disturbato pesantemente gli

strumenti della sezione di monitoraggio, inficiandone i risultati rilevati.

La seconda sezione

Durante lo studio della tecnica del pretaglio prendendo in esame la seconda sezione

monitorata, si è reso necessario porre l’attenzione sull’onerosità e fattibilità di analisi

numeriche tridimensionali. Nello studio della prima sezione, grazie alla vicinanza dagli

imbocchi e, dunque, alla superficie topografica, è stato possibile impiegare un reticolo di

discretizzazione alquanto fitto per tutta la mesh nella direzione dello scavo; ciò ha

comportato oneri computazionali elevati ma ancora gestibili. Per la simulazione della

seconda sezione, ma più in generale per tutte quelle sezioni ben più lontane dagli imbocchi,

si è reso indispensabile ottimizzare l’estensione e la discretizzazione del reticolo nella

direzione dello scavo. In dettaglio, si tratta di identificare la porzione della mesh in cui

utilizzare un passo di discretizzazione che sia sufficientemente fitto e dove

necessariamente più rado, in modo da evitare tempi di calcolo troppo lunghi e non più

gestibili. Altro problema è dove interrompere eventualmente la griglia, semplicemente

sezionandola, in modo da ridurre drasticamente gli oneri computazionali, senza inficiare

l’attendibilità dei risultati numerici. Il procedimento che si è deciso di utilizzare ha previsto

più fasi di taratura della nuova griglia, con riferimento alla seconda sezione di

monitoraggio.


61

Consapevoli che l’economia nel numero di elementi da utilizzare è possibile

discretizzando in modo fitto solo la zona oggetto di studi e confronti, che si può

identificare con la zona a ridosso della sezione di monitoraggio, è stato messo a punto un

procedimento così strutturato:

- messa a punto di una griglia che comprendesse l’intero ammasso oggetto dei lavori

di ampliamento, per tutto lo sviluppo delle due gallerie. La discretizzazione fitta di

tale reticolo ha interessato la parte iniziale della mesh (zona di imbocco adiacente

alla sezione di studio) e superato la seconda sezione di monitoraggio (Fig. 22 e Fig.

23);

- simulazione dell’avanzamento dello scavo per l’ampliamento della galleria; si è

posta l’attenzione agli effetti che l’avanzamento del fronte induce, in termini

tensio-deformativi, in corrispondenza della seconda sezione. Con tale analisi si

riesce a determinare una “distanza caratteristica” dalla sezione di monitoraggio in

esame, corrispondente ad una “progressiva caratteristica” dall’imbocco della

galleria, raggiunta la quale si hanno le prime significative variazioni dello stato di

sforzo e deformazione in corrispondenza della seconda sezione (Fig. 23);

Fig. 22 - Reticolo che comprende l’intero ammasso.


62

Fig. 23 - La distanza caratteristica.

In Fig. 23 è possibile osservare il reticolo dell’intera galleria oggetto di ampliamento,

utilizzata per determinare la distanza caratteristica. Come si può notare, la discretizzazione

è particolarmente fitta dall’inizio fino ad una determinata progressiva, comprendendo la

seconda sezione di monitoraggio. In corrispondenza di quest’ultima sono stati fissati dei

punti in cui registrare, durante l’avanzamento dell’allargo, gli andamenti degli spostamenti

o dello stato tensionale. In Fig. 24 si evidenziano le zone e i nodi in corrispondenza dei

quali sono state registrate le grandezze, rispettivamente, tensionali (evidenziate con un

quadratino bianco) e di spostamento (evidenziate con un tondino nero).


63

Fig. 24 – sezione monitorata durante l’analisi numerica, coincidente con la posizione della seconda sezione

Nelle figure Fig. 25, Fig. 26, Fig. 27, sono riportati gli andamenti delle history degli

spostamenti in funzione degli steps di calcolo.


64

Fig. 25 - Andamento degli spostamenti, registrati durante l’avanzamento dell’allargo della galleria, per alcuni nodi monitorati (a).

Fig. 26 - Andamento degli spostamenti, registrati durante l’avanzamento dell’allargo della galleria, per alcuni nodi monitorati (b).


65

Fig. 27 - Andamento degli spostamenti, registrati durante l’avanzamento dell’allargo della galleria, per alcuni nodi monitorati (c).

Come si può vedere le histories che evidenziano uno spostamento più grande e che,

quindi, possono pensarsi più utili per una elaborazione, sono la numero 4 e la numero 19, a

cui corrispondono entrambi l’andamento degli spostamenti longitudinali (in direzione y) di

due nodi in superficie, il primo in corrispondenza all’asse della galleria, il secondo al lato

sinistro della stessa (Fig. 28).


66

Fig. 28 – Histories dei nodi che registrano gli spostamenti più elevati.

Poiché ad ogni progressiva dell’avanzamento dell’allargo corrisponde un numero di

steps di calcolo (Fig. 29), è possibile correlare direttamente le grandezze registrate delle

histories prese in esame (numero 4 e numero 19) alla lunghezza di galleria già allargata

(Fig. 30).

0

200000

400000

600000

800000

step

s del

l'ana

lisi n

umer

ica

0 20 40 60 80distanza dall'imbocco in metri

Fig. 29 – Relazione tra steps di calcolo e distanza dall’imbocco della galleria già allargata.


67

-0.008

-0.006

-0.004

-0.002

0

0.002

spos

tam

enti

in m

etri

0 20 40 60 80distanza dall'imbocco in metri

Fig. 30 - Relazione tra spostamenti registrati e distanza dall’imbocco della galleria già allargata.

Riportando in scala logaritmica l’asse delle ascisse, si può meglio accentuare la

curvatura della curva degli spostamenti (Fig. 31):

-0.008

-0.006

-0.004

-0.002

0

0.002

spos

tam

enti

in m

etri

10 100distanza dall'imbocco in metri

(in scala logaritmica)

Fig. 31 - Relazione tra spostamenti registrati e distanza dall’imbocco della galleria già allargata con asse delle ascisse in scala logaritmica.


68

Ciò permette, con una sorta di costruzione geometrica, di determinare a quale distanza

dall’imbocco è possibile evidenziare un’influenza significativa delle variazioni dello stato

deformativo in corrispondenza della sezione di monitoraggio in esame (Fig. 32).

-0.008

-0.006

-0.004

-0.002

0

0.002

spos

tam

enti

in m

etri

10 100

distanza dall'imbocco in metri(in scala logaritmica)

50 metri

Fig. 32 – Costruzione per la determinazione della “distanza caratteristica”.

Dalla Fig. 32 è possibile ricavare la “distanza caratteristica” Lcr, facendo la differenza

tra la distanza dall’imbocco della sezione di monitoraggio, pari a 94 metri, e la distanza

determinata poc’anzi, pari a 50 metri; segue che Lcr=44metri.

Inoltre dalla stessa figura è possibile desumere che gli steps di calcolo a cui

corrispondono la “distanza caratteristica”, sono Nstep=5.105 circa. Visualizzando le histories

delle grandezze tensionali registrate, si può avere una conferma della ragionevolezza della

distanza Lcr appena determinata. Infatti, dalle seguenti figure si può notare come, solo dopo

il numero di steps pari a Nstep si ha una sensibile variazione nelle curve (Fig. 33, Fig. 34,

Fig. 35).


69

Fig. 33 - Andamento delle tensioni, registrati durante l’avanzamento dell’allargo della galleria, per alcune zone monitorate (a).


70

Fig. 34 - Andamento delle tensioni, registrati durante l’avanzamento dell’allargo della galleria, per alcune zone monitorate (b).


71

Fig. 35 - Andamento delle tensioni, registrati durante l’avanzamento dell’allargo della galleria, per alcune zone monitorate (c).

Una volta determinata la “distanza caratteristica”, due sono le possibilità:

- generare un nuovo reticolo, discretizzando grossolanamente la prima parte della

griglia, delimitata dalla “sezione caratteristica” appena determinata, e mantenendo


72

una discretizzazione più fitta superata quest’ultima. La stessa procedura può essere

utilizzata per la zona di griglia al di là della sezione strumentata;

- generare un nuovo reticolo ben discretizzato che contempli solo la zona a cavallo

della sezione di monitoraggio, sezionando la griglia ad una distanza

dall’ubicazione della strumentazione coerente con la “distanza caratteristica”.

In un primo momento è stata scelta la prima possibilità: si è cercato di simulare lo scavo

di allargo fino alla “progressiva caratteristica” (Fig. 36). Poiché la griglia è stata

opportunamente discretizzata grossolanamente nella prima parte, non si è potuto procedere

da subito utilizzando la simulazione dettagliata dello scavo con la tecnica del pretaglio

vista precedentemente. In questo caso è possibile prevedere l’avanzamento dell’allargo

scavando per blocchi, costituiti dai singoli elementi con cui si è costruito il reticolo, e

attivando contemporaneamente il rivestimento definitivo e l’elemento di continuo

rappresentante il pretaglio. Tutto ciò per garantire una rigidezza complessiva confrontabile

a quelle che si avrebbero nella simulazione dettagliata e completa. Solo dopo raggiunta la

“progressiva caratteristica” si è passati alla simulazione dell’allargamento per mezzo della

tecnica del pretaglio, seguendo tutte le fasi lavorative. Questo è possibile perché, ora, la

discretizzazione della griglia è regolare e sufficientemente fitta fino a raggiungere e

superare la seconda sezione. Una modellazione che rispetti questa sequenza riesce a

cogliere anche aspetti e influenze relativi alla geometria e topografia del sito in esame.

L’onerosità del calcolo numerico, però, dovuta alle dimensioni troppo grandi del modello,

nonostante la riduzione del numero di zone che è stata possibile introducendo il concetto

della “sezione caratteristica”, non ha consentito di portare a termine questa procedura.


73

Fig. 36 – reticolo che comprende l’intero ammasso opportunamente discretizzato

Alla luce di ciò, si è dovuti passare alla seconda opzione: utilizzare la “distanza

caratteristica” per calibrare al meglio una modellazione che contempli solo una porzione

della galleria a ridosso della sezione di monitoraggio oggetto di studio. La stessa distanza,

incrementata opportunamente, può essere usata come distanza longitudinale (in direzione

dello scavo) da interporre fra la zona d’interesse e i confini della griglia, in modo da

minimizzazione gli effetti delle condizioni al contorno sui risultati numerici.

Un lavoro di questo genere non è stato utilizzato per lo studio della seconda sezione, ma

per le analisi relative alla terza sezione. Anche il monitoraggio della seconda sezione,

infatti, non è risultato particolarmente utile per uno studio approfondito e questo,

fondamentalmente, per due ragioni principali. I dati non hanno consentito la valutazione

continuativa del campo di spostamenti nell’intorno della galleria in quanto le due colonne

estensio-inclinometriche laterali (S5 ed S6) si sono danneggiate durante lo scavo. In

particolare, la strumentazione lungo la verticale S5 si è interrotta alla profondità di 44 m

dalla quota di boccaforo sin dalla prima lettura, mentre la strumentazione installata lungo

la verticale S6 è stata danneggiata durante l’esecuzione del pretaglio ed è interrotta ad una

profondità di 38 m. Inoltre, si sono riscontrati dei disturbi alla strumentazione dovuti a

fenomeni di instabilità dello scavo di pretaglio, verificatesi in vicinanza della sezione

monitorata. Anche se gli sforzi fatti per lo studio della seconda sezione sono stati vanificati


74

per i motivi anzidetti, le attività di analisi svolte, comunque, sono almeno in parte ritornate

utili nello studio delle successive sezioni quali la terza di cui parleremo più in avanti; in

particolare, si sono utilizzati i risultati che hanno consentito l’individuazione della

“distanza caratteristica” dalla sezione di misura.

Con tutto ciò, la taratura delle analisi numeriche non ha visto la sua fine. Se da un lato il

modello tridimensionale messo a punto per lo studio delle sezioni precedenti alla terza si è

dimostrato efficace per la realistica simulazione delle effettive sequenze costruttive,

quando si è passati alla simulazione dell’allargo in prossimità della terza sezione

l’interpretazione dei dati di monitoraggio ha comportato la necessità di modificare alcune

caratteristiche dello strumento di analisi. Più precisamente, i risultati ottenuti, nel confronto

con i dati di monitoraggio, hanno reso necessaria una modifica delle dimensioni della

geometria. Nel modello originale, infatti, il reticolo di discretizzazione è stato limitato

inferiormente a circa 15 m sotto la quota dell’arco rovescio dell’attuale galleria, stessa

scelta effettuata nei reticoli utilizzati per le analisi delle sezioni precedenti. I dati di

monitoraggio hanno messo in evidenza la necessità di aumentare la profondità di tale

reticolo; conseguentemente è stata modificata la dimensione della griglia, aumentando la

profondità da circa 15 m a 45 m.

Una modifica in questo senso si è resa necessaria, quando si sono avute a disposizione

le misure di monitoraggio correlate dalle misure topografiche di superficie. Ciò ha

evidenziato come gli strumenti intestati ben al disotto dell’arco rovescio delle due gallerie

non potessero essere considerati fissi alla base. I terreni in cui si attestano gli estensio-

inclinometri sono molto profondi, soprattutto in corrispondenza della terza sezione di

monitoraggio, e sono stati poco caratterizzati durante la campagna d’indagine. Più

precisamente, i risultati della caratterizzazione parziale, a cui hanno fatto riferimento le

analisi della prima e seconda sezione, indicavano la presenza di terreni molto consistenti

che potessero assicurare, come minimamente ci si aspettava, un buon substrato dove

ancorare le strumentazioni, pensandole in tal modo fisse. Un informazione simile la

fornisce anche la geologia della zona. Ciò non è stato totalmente confermato dalla

successiva caratterizzazione finale ed è stato contraddetto dal diagramma dei cedimenti

assoluti registrati dalla strumentazione della terza sezione, che hanno evidenziato dei forti

valori di sollevamento proprio in corrispondenza della base degli estensimetri.


75

3.2 Analisi definitive

Le analisi numeriche definitive riguardano lo studio ed interpretazione dei dati

provenienti dalla terza sezione di monitoraggio. Le analisi numeriche si sono servite di un

modello numerico calibrato tenendo conto delle precedenti osservazioni. Per ridurre gli

oneri computazionali, altrimenti insostenibili, il procedimento che si è deciso di utilizzare

ha previsto una nuova griglia e la sua taratura con i risultati delle precedenti analisi. La

difficoltà principale è stata quella di determinare le dimensioni longitudinali ottimali della

griglia. Grazie alla conoscenza della “distanza caratteristica”, si è fissata la distanza

necessaria tra la sezione di monitoraggio e i confini del reticolo (in cui si impongono

vincoli cinematici di tipo carrello). Per la miglior interpretazione delle analisi si è cercato

di tenere conto, oltre che della geometria dello strumento numerico, anche della vera

disposizione delle verticali di misura che, in sito, non sono perfettamente appartenenti ad

uno stesso piano ortogonale alle due gallerie. Sempre con lo scopo di ridurre gli oneri

computazionali, la discretizzazione fitta del reticolo ha interessato la parte iniziale fino a

superare abbondantemente la zona in cui è ubicata la sezione di monitoraggio, per poi

passare ad una discretizzazione più lasca fino a raggiungere la distanza opportuna dove

sezionare la griglia e porre le condizioni al contorno di tipo cinematico (Fig. 39).

Impiegando questo nuovo reticolo, sono state svolte diverse analisi, valutando la

sensibilità della risposta alle variazioni di rigidezza del terreno e calibrando i parametri in

base ai dati di monitoraggio. I risultati ottenuti sono presentati nel capitolo 5.

La simulazione dell’allargo segue le procedura messa a punto precedentemente,

iniziando, questa volta, da una progressiva della galleria non nulla ma pari a 72 metri a cui

corrisponde una progressiva assoluta pari a 522+504 (progressiva in cui inizia la

modellazione della griglia tridimensionale). Per quanto riguarda la modellazione

dell’esecuzione dell’incisione anulare, sono state eseguite due tipi di tecniche, in modo da

affinare il più possibile la simulazione delle due diverse procedure di scavo adottate in sito.

La prima, descritta precedentemente, prevede l’esecuzione dell’incisione anulare in una

sola fase, la seconda prevede l’esecuzione del pretaglio in più fasi. Più precisamente,

mantenendo inalterata la profondità dell’incisione anulare, si suddivide lo sviluppo anulare

del pretaglio in tratti di lunghezza variabile dai 2 ai 4 metri. Partendo dal piede destro della

galleria, lo scavo di ogni intervallo viene simulato annullando gli elementi di continuo

corrispondenti; successivamente gli stessi sono riattivati utilizzando un modello elastico,


76

prima di passare alla simulazione dello scavo del tratto successivo. Nelle analisi numeriche

è stata prevista anche la variazione delle caratteristiche di rigidezza dei vari campioni in

funzione dei tempi di stagionatura rilevati in sito. Durante l’esecuzione di un generico

tratto dell’incisione, infatti, le caratteristiche di deformabilità degli elementi di guscio

precedentemente eseguiti vengono aggiornati, evolvendo verso il valore finale di fine

stagionatura. In Fig. 37 si può notare la prima fase dalla simulazione numerica

dell’esecuzione del pretaglio, mentre la Fig. 38 mostra la suddivisione in tratti

dell’incisione anulare.

Fig. 37 – Fase iniziale della simulazione dell’esecuzione del pretaglio.

Fig. 38 – Suddivisione in tratti dell’incisione anulare.


77

La griglia utilizzata nelle analisi definitive è lunga longitudinalmente rispetto agli assi

delle due gallerie, 123m. La dimensione trasversale della griglia è di 170 m, uguale a

quella utilizzata nelle analisi preliminari. Anche la discretizzazione nella direzione

longitudinale è uguale a quella proposta nelle analisi preliminari relative allo studio della

prima sezione. Il passo di discretizzazione, infatti, è pari a 2 metri se si esclude la parte

finale, con riferimento alla direzione di avanzamento dello scavo, dove per una lunghezza

complessiva di 45 metri, la discretizzazione diventa più lasca con passo di 9 metri (Fig.

39). La terza sezione è composta dalle verticali estensio-inclinometriche D15, D16, D17

D18 e S12, che sono disposte rispettivamente alle seguenti progressive 522+553,

522+554.50, 522+560.50, 522+570.50, 522+581.50.

Se si ipotizza ancora una volta di guardare le due gallerie avendo alle spalle il Nord, la

galleria in fase di allargo è quella di sinistra (direzione Milano) e gli strumenti che la

interessano sono il D15, disposto lateralmente a sinistra, il D16 disposto in asse, e il D17

disposto lateralmente a destra fra le due gallerie (Fig. 39). I dati di monitoraggio sono

abbondanti per quanto riguarda tali strumenti, mentre pochi e meno significativi sono

quelli provenienti dalle verticali non direttamente interessate dallo scavo di allargo, che

sono D18 e S12. Perciò nelle analisi non sono stati considerati i dati di monitoraggio

provenienti dalle verticali D18 e S12, a ridosso della galleria direzione Roma e la griglia è

stata modellata tenendo conto solo della disposizione delle verticali D15, che dista

dall’imbocco lato Nord 121m, D16 che dista 122.5m e D17 che dista 128.5m.

Riassumendo, quindi, le distanze dei tre strumenti rispetto alla sezione anteriore della

griglia sono: 49 m, 50.5m e 56.5m; mentre le distanze rispetto alla sezione finale sono

rispettivamente: 74m, 72.5m e 66.5 m. Come si può vedere, l’ubicazione di ogni strumento

nell’analisi numerica è tale da prevedere una distanza dalle condizioni al contorno

superiore alla “distanza caratteristica” Lcr=44 metri.

Anche in questo caso le analisi numeriche sono state eseguite in condizioni drenate ed è

stato riutilizzato un legame costitutivo elasto-plastico perfetto con criterio di resistenza di

Mohr-Coulomb. Ciascuno dei litotipi presenti è stato modellato come continuo omogeneo

caratterizzato da valori medi dei parametri fisici e meccanici. Le condizioni al contorno

imposte su tutte le facce verticali del reticolo sono di tipo cinematico impiegando vincoli

carrello che impediscono gli spostamenti normali al piano. Mentre alla base della griglia,

sono imposti vincoli cinematici tipo cerniera.


78

I risultati e i confronti per i diversi tipi di analisi condotte facendo riferimento alla

griglia poc’anzi illustrati, sono descritti nel capitolo 5.

Fig. 39 – Griglia utilizzata per lo studio della terza sezione di monitoraggio.

Capitolo 4 – Risultati del monitoraggio _________________________________________________________________________

79

CAPITOLO 4 Risultati del monitoraggio

4.1 Introduzione

Per migliorare la comprensione del comportamento d’insieme di un ammasso

interessato dai lavori per l’allargo di una galleria, è indispensabile la conoscenza

dell’evoluzione di alcune grandezze intorno alla perturbazione. In presenza di un sito reale,

si può raggiungere tale obiettivo quando si prevede l’installazione e si dispone l’utilizzo di

appropriati sistemi di monitoraggio. Se da un lato la presenza di un sistema di

monitoraggio è importante e utile, la sua efficienza è funzione della bontà dei risultati che

riesce a fornire. Questo è un problema predominante a cui far riferimento nelle decisioni

che riguardano le caratteristiche degli strumenti da utilizzare e i provvedimenti da adottare

durante l’installazione, la messa in opera e nella successiva utilizzazione. Tali strumenti,

inoltre, quando presenti è facile che si danneggino a causa di molteplici motivi, più o meno

collegati ad eventi aleatori connaturati alla delicatezza dello strumento rispetto alle

rilevanti sollecitazioni naturali o alle operazioni di cantiere che possono interferire con la

longevità dello strumento.

Come già dettagliatamente illustrato nei capitoli precedenti, la galleria di Nazzano è

provvista di un sistema di monitoraggio costituito da estensio-inclinometri e piezometri

installati in ogni sezione di misura. Ciò permette di conoscere l’evoluzione delle

deformazioni e delle sovrappressioni che si sviluppano in diverse zone dell’ammasso, in

vicinanza della perturbazione, dovuta all’allargamento della galleria. La loro disposizione e

le loro caratteristiche sono state descritte nel capitolo 2. Si è già detto come gli strumenti

estensio-inclinometri della prima e seconda sezione di misura non hanno fornito dati di

monitoraggio utili, perché influenzati da lavori di sbancamento e trattamento che hanno

interessato il sito, più che dalle operazioni e dalle tecniche che si sono praticate per

l’allargamento della galleria. I piezometri hanno registrato, invece, un andamento di

sovrappressioni praticamente privo di rilevanza, confermando quanto già evidenziato dalle

prove di laboratorio sulla natura dei terreni sottostanti le due gallerie in termini di

permeabilità. Per tali ragioni, in questo capitolo si esporranno i risultati di monitoraggio

provenienti dagli strumenti estensio-inclinometrici della sola terza sezione di


80

monitoraggio, in corrispondenza della quale le misure in sito sembrano consentire

un’affidabile ricostruzione del campo di spostamenti nell’intorno del cavo al procedere

dell’avanzamento del fronte di scavo.

In particolare sono stati elaborati i dati di monitoraggio in modo da visualizzare gli

spostamenti sviluppatesi lungo tre componenti dello spazio: gli spostamenti lungo la

verticale, gli spostamenti in direzione Nord, e quelli in direzione Est. Una rappresentazione

di questo genere risulta particolarmente utile dato che l’orientamento dello sviluppo delle

due gallerie è in direzione Sud-Nord e, dunque, le tre grandezze rappresentano,

ordinatamente, i cedimenti e le componenti di spostamento trasversali e longitudinali.

La rappresentazione non prevede solo la visualizzazione degli spostamenti, ma anche di

grandezze adimensionali quali le deformazioni verticali, elaborate a partire dai dati

provenienti dagli estensimetri. Una scelta di questo genere risulta necessaria, oltre che

utile, quando non si conosce l’andamento dello spostamento assoluto di almeno un punto

dello strumento installato. Di solito, quando la lunghezza dello strumento e i tipi di terreni

lo permettono, si ipotizza di avere la base dell’estensio-inclinomtero fissa nello spazio.

Oppure si ovvia seguendo, contestualmente alla misura estensio-inclinometrica, la lettura

dello spostamento superficiale dello strumento, ottenute mediante misure topografiche di

capisaldi posti in corrispondenza dei pozzetti. Come si vedrà meglio in seguito, la

disponibilità delle letture topografiche verticali di superficie ha permesso di diagrammare

gli spostamenti assoluti delle colonne estensimetriche; viceversa l’assenza di misure

topografiche degli spostamenti orizzontali, non ha permesso di tracciare gli spostamenti

assoluti orizzontali-trasversali e orizzontali-longitudinali registrati dagli inclinometri.

Prima dell’interpretazione dei risultati di monitoraggio, si sono rese indispensabili

alcune loro elaborazioni. Una prima elaborazione che si è resa necessaria è stata la scelta di

una lettura di riferimento diversa dalla prima lettura effettuata. L’andamento degli

spostamenti registrati dagli strumenti evidenzia, infatti, l’impossibilità di prendere come

misure di riferimento le prime letture di monitoraggio. A tal proposito, e per evidenziare

quando la perturbazione coinvolge in modo considerevole la strumentazione, è utile anche

la rappresentazioni di alcune grandezze in funzione del tempo per alcuni punti

opportunamente scelti lungo verticale estensio-inclinometrica.

Di seguito si riportano, in dettaglio tutti i risultati del monitoraggio provenienti dalla

terza sezione di misura riordinandoli per tipologia di strumentazione:


81

- Risultati provenienti dagli estensimetri: spostamenti verticali (cedimenti) e

deformazioni verticali

- Risultati provenienti dagli inclinometri: spostamenti trasversali (direzione Est,

ovvero in un piano ortogonale all’asse delle gallerie) e spostamenti longitudinali

(direzione Nord, ovvero in un piano verticale parallelo all’asse delle due gallerie).

4.2 Elaborazione dei dati di monitoraggio

Tutte le misure effettuate in un estensio-inclinometro devono riferirsi ad una lettura di

zero. Ciò permette di rappresentare l’evoluzione degli spostamenti a partire dalla

situazione relativa a tale misura. Non necessariamente la prima lettura eseguita in un

estensio-inclinometro deve essere presa come riferimento. Nei dati di monitoraggio rilevati

dal sito in esame, per esempio, è evidente come le prime misure eseguite siano affette da

errori sistematici non più trascurabili. In Fig. 40 si riportano le curve degli spostamenti

longitudinali, integrati dal basso, relative alle prime letture eseguite. Sopra ogni diagramma

relativo ad una verticale di misura è evidenziata la distanza dall’imbocco in cui è ubicato lo

strumento. Si può notare da subito nell’inclinometro D17 che, quando la perturbazione è

ancora relativamente lontana, si registrano variazioni di spostamento importanti in una

direzione, che superano anche il centimetro (le curve in tratteggio di color grigio). Non si

evidenziano, inoltre, particolari curvature che possano evidenziare, per esempio, la

diversità di spostamento per altezze differenti della galleria. Un’evidenza di questo genere

è facilmente attribuibile ad un errore sistematico più che ad un reale campo di spostamenti

cretosi nell’ammasso. Quando il fronte di scavo si avvicina alla sezione di misura, si nota

un andamento degli spostamenti che si discosta dalla tendenza delle curve precedenti (le

curve in nero a tratto continuo fine). La lettura più idonea da assumere come riferimento

deve registrare l’errore sistematico, in modo da eliminarlo nelle letture successive per

semplice differenza, ed è conveniente sia subito precedente alla misura in cui si evidenzia

una prima influenza delle lavorazioni in atto quale è la curva rappresentata in tratteggio di

color nero: la curva che ha tali requisiti è quella in nero in grassetto a tratteggio.

Prendendo come riferimento la colonna estensio-inclinometrica D15, situata al lato

sinistro della galleria in fase di allargo (Fig. 40), come lettura di riferimento si è presa la

misura numero 10 relativa ad una progressiva del fronte di scavo dall’imbocco di 103,5m e


82

ad una progressiva del fronte di pretaglio pari a 107m. Un’analoga procedura può essere

adottata per le altre due verticali strumentate. Per lo strumento installato in D16 si riottiene

quanto scelto per lo strumento in D15, mentre in D17 è stata fissata come lettura di

riferimento la numero 10 eseguita quando il fronte è a 110m dall’imbocco e il pretaglio a

114m. In Fig. 41 si riportano le prime curve degli spostamenti trasversali, integrati dal

basso. Con lo stesso criterio con cui sono state interpretati i risultati degli spostamenti

longitudinali, sopra esposti, è possibile evidenziare anche in questo caso quale possano

essere le migliori letture di riferimento per ciascun inclinometro. La scelta ricade sulle

stesse letture indicate per gli spostamenti longitudinali, anche se in questo caso sarebbe

stato possibile fissare come letture di riferimento, senza commettere errori, quelle

successive alle curve scelte (le curve tratteggiate e di color nero).

Un’evidenza sperimentale di questo genere, con la sostanziale coincidenza nella scelta

delle letture di zero, era attendibile visto che le misure delle due componenti dello

spostamento non sono altro che la scomposizione lungo due direzioni ortogonali di una

vettore spostamento unitario registrato dal singolo inclinometro. Anche la differenza che si

può cogliere nella scelta delle letture di riferimento tra la coppia di strumenti D15 e D16 e

l’inclinometri D17 è comprensibile: mentre gli estensio-inclinometri D15 e D16 sono quasi

allineati ad una stessa progressiva il D17 è ubicato più in avanti di circa 6 metri (Fig. 16).

Comunque è interessante notare che la scelta della lettura di riferimento ricade, in ogni

caso, sulla misura effettuata quando il fronte del pretaglio dista circa 14m dallo strumento

in esame. L’ordine di grandezza di questa distanza è pari sia alle dimensioni della galleria

in allargo, in quanto la larghezza media è pari a 20m e l’altezza è circa 12 m, sia a circa 4

volte la dimensione dello scavo di allargo, descrivibile come una corona circolare di raggio

circa 3,5 m.


83

100

-10

-20

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

D17

lettu

re =

1- 2

fron

te =

67m

- 74

,5m

pret

aglio

= 6

8m -

79m

lettu

re =

3 -

9fr

onte

= 7

9m -

103,

5mpr

etag

lio =

80m

- 10

7m

lettu

ra =

10

fron

te =

110

mpr

etag

lio =

114

m

lettu

re =

11

- 14

fron

te =

115

,5m

- 12

0,5m

pret

aglio

= 1

20m

- 12

3m

20

-2-4

-6-8

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

20

-2-4

-6-8

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

D15

& D

16

lettu

re =

1 -

3fr

onte

= 6

7m -

79m

pr

etag

lio =

68m

- 83

m

lettu

re =

4 -

9fr

onte

= 7

9m -

97m

pr

etag

lio =

80m

- 10

0m

lettu

ra =

10

fron

te =

103

,5m

pret

aglio

= 1

07m

lettu

re =

11

- 15

fron

te =

110

m -

120,

5mpr

etag

lio =

114

m -

123m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

121

mD

16 1

22.5

mD

17 1

28.5

m

Fig.

40

– C

urve

di s

post

amen

ti lo

ngitu

dina

li ot

tenu

ti ne

l mon

itora

ggio

, rife

rite

alla

lettu

ra d

i zer

o.


84

40

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

D17

lettu

re =

1- 2

fron

te =

67m

- 74

,5m

pret

aglio

= 6

8m -

79m

lettu

re =

3 -

9fr

onte

= 7

9m -

103,

5mpr

etag

lio =

80m

- 10

7m

lettu

ra =

10

fron

te =

110

mpr

etag

lio =

114

m

lettu

re =

11

- 14

fron

te =

115

,5m

- 12

0,5m

pret

aglio

= 1

20m

- 12

3m

40

-4-8

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

0-4

-8-1

2m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

D15

& D

16

lettu

re =

1 -

3fr

onte

= 6

7m -

79m

pr

etag

lio =

68m

- 83

m

lettu

re =

4 -

9fr

onte

= 7

9m -

97m

pr

etag

lio =

80m

- 10

0m

lettu

ra =

10

fron

te =

103

,5m

pret

aglio

= 1

07m

lettu

re =

11

- 15

fron

te =

110

m -

120,

5mpr

etag

lio =

114

m -

123m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

41–

Cur

ve d

i spo

stam

ento

tras

vers

ale

otte

nute

nel

mon

itora

ggio

, rife

rite

alla

lettu

ra d

i zer

o.


85

Si noti come la maggior parte delle curve degli inclinometri D16 e D17, riportate nelle

figure precedenti evidenzino, nella parte alta, uno spostamento marcato. Ciò è attribuibile

ad un disturbo che le due verticali hanno subito in superficie, per ragioni estranee ai lavori

di ampliamento della galleria. Un errore di questo genere è in buona parte eliminabile

scegliendo come letture di riferimento quelle precedentemente indicate.

È interessante anche notare come gli spostamenti registrati non possono considerarsi

spostamenti assoluti poiché non si ha a disposizione la registrazione dello spostamento

assoluto di almeno un punto dello strumento, quale quello superficiale che è possibile

identificare con il boccaforo. La rappresentazione ha così lo scopo di visualizzare

l’andamento relativo fra le curve e la loro curvatura e non quello di quantificare gli

spostamenti orizzontali assoluti registrati dall’ammasso duranti i lavori.

Importante è anche puntare l’attenzione sull’errore delle misure indicato dalla casa

costruttrice dell’inclinometro. Per quanto riguarda gli strumenti utilizzati nel presente sito,

l’errore è di 64 mm ogni 30 metri. Come si può constatare dalla quantità delle misure fin

qui rappresentate l’errore relativo è molto alto, tanto che in alcuni casi invalida qualsiasi

considerazione o interpretazione delle misure di monitoraggio rilevate. In questi casi si può

solo affermare che l’intensità degli spostamenti è molto bassa e non supera l’ordine di

grandezza dei millimetri.

Migliore è l’accuratezza degli estensimetri, per i quali l’errore, per ogni metro di

misura effettuato, è molto più basso e pari a 60,05mm che equivale ad un errore di 61,5mm

ogni 30 metri. In Fig. 42 sono riportate le curve relative alle prime misure estensimetriche.

Anche in questo caso è possibile scegliere una lettura di riferimento, dalla quale azzerare

tutti gli spostamenti verticali prodottisi precedentemente e rappresentare l’evoluzione

successiva dei cedimenti.


86

-4-2

02

4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

D17

lettu

re =

1- 7

fron

te =

69m

- 95

mpr

etag

lio =

70m

- 99

m

lettu

ra =

8fr

onte

= 1

10m

pret

aglio

= 1

14m

lettu

re =

9 -

15fr

onte

= 1

16,5

m -

123,

5mpr

etag

lio =

120

m -

126m

-4-2

02

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

-6-4

-20

24

6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

D15

& D

16

lettu

re =

1 -

8 fr

onte

= 6

7m -

95m

pr

etag

lio =

68m

- 99

m

lettu

ra =

9fr

onte

= 1

03,5

mpr

etag

lio =

107

m

lettu

ra =

10

fron

te =

110

mpr

etag

lio =

114

m

lettu

re =

11

- 14

fron

te =

110

m -

120,

5mpr

etag

lio =

114

m -

123m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

42

– C

urve

dei

ced

imen

ti ot

tenu

te n

el m

onito

ragg

io, r

iferit

e al

la le

ttura

di z

ero


87

Anche per le prime misure estensimetriche è possibile segnalare anomalie analogamente

a quanto esposto durante l’illustrazione delle prime misure di monitoraggio degli

inclinometri. Per esempio, l’estensimetro D15 presenta le prime misure (curve in grigio)

caratterizzate da sollevamenti, anche rilevanti, poco giustificati essendo il fronte di scavo

ancora lontano: si è di fronte ad un possibile errore sistematico. La misura da prendere

come riferimento, invece, potrebbe essere quella rappresentata dalla curva in tratteggio con

linea spessa e di colore nero (numero 9). La curva successiva, in nero di spessore sottile e

in tratteggio (numero 10), è la prima curva che risente minimamente delle operazioni di

allargo della galleria. Analogamente si può dire per l’estensimetro posto in D16. La lettura

di zero più opportuna per l’estensimetro D17, invece, coincide con la misura successiva a

quella presa come riferimento negli altri due estensimetri (la lettura numero 8). Nella

legenda dei primi due estensimetri, però, (Fig. 42) si è voluto appositamente evidenziare

anche la lettura numero 10. Infatti, nel caso degli estensimetri è possibile tracciare le curve

dei cedimenti assoluti perché si hanno a disposizione le letture topografiche superficiali

degli spostamenti verticali. Poiché la prima lettura di superficie risale alla data relativa alla

misura numero 10 per gli estensimetri D15 e D16 e alla lettura numero 9 per il D17,

sembra opportuno prendere come riferimento delle letture dei cedimenti proprio tale

misura. Per quanto riguarda l’estensimetro D17 evidentemente non si hanno problemi. Per

gli altri due strumenti ciò significherebbe uno spostamento in avanti della lettura di zero

che, tuttavia, non procura nessuna perdita di informazioni.

Alla luce di quanto detto sembra conveniente fissare un’unica misura di zero per tutti gli

strumenti. I vantaggi che ne seguono sono evidenti. Si è in grado di correlare direttamente

gli spostamenti relativi orizzontali con quelli verticali. Si riesce ad avere una

rappresentazione dei risultati più compatta, meglio organizzabile e più omogeneizzata, che

rende facile la lettura e la comprensione del gran numero di misure rilevate in sito.

Riassumendo, quindi, la misura di riferimento è fissata per tutti gli strumenti a quella

corrispondente ad una distanza del fronte di scavo dall’imbocco di 110m e ad una distanza

del fronte del pretaglio dall’imbocco di 114m, relativa alla data del 09/12/2004.


88

Prima di passare alla rappresentazione dei risultati di monitoraggio, è interessante

riportare la rappresentazione in funzione del tempo delle deformazioni verticali. Ciò

permette di acquisire una conoscenza globale e d’insieme dell’evoluzione della

perturbazione verificatesi in sito per quanto riguarda lo spostamento verticale.

Per deformazioni verticali s’intende, più precisamente, la deformazione assiale

registrata dall’estensimetro, metro per metro, positiva se di contrazione 0l

∆lε = . La

determinazione delle deformazioni verticali “ε” non necessita della conoscenza di misure

assolute di superficie o simili, e possono essere diagrammate anche in funzione del tempo

a partire dalle prime letture effettuate senza commettere errori.

La Fig. 44 rappresenta gli andamenti delle deformazioni verticali “ε” in funzione del

tempo, di alcuni punti “scelti” lungo le tre verticali strumentate. Per chiarezza si spiega

meglio cosa s’intende per rappresentazione in funzione del tempo: invece di fissare il

tempo e tracciare la grandezza in esame lunga tutta la verticale (per esempio l’isocrona

degli spostamenti), si fissa l’attenzione su alcuni punti scelti lungo lo strumento estensio-

inclinomterico, e si traccia la grandezza registrata da quel punto durante le varie misure

effettuate nel tempo. Nel diagramma in ascisse è riportato il tempo, nelle ordinate di

sinistra sono riportate le progressive assolute, mentre a destra la distanza dall’imbocco

della galleria in ampliamento. Insieme alle “ε”, sono riportati la posizione corrente del

fronte di scavo (linea continua individuata da pallini vuoti) e del fronte del pretaglio (linea

scalettata). I segmenti orizzontali, spessi e sovrapposti a formare una sorta di scaletta,

rappresentano quando e dove sono stati eseguiti i trattamento di miglioramento con miscele

cementizie dall’interno della galleria. Gli andamenti di quest’ultime si sono tracciati fino al

mese di Gennaio (fino a quando, cioè, i trattamenti hanno interessato e superato

abbondantemente la posizione dell’ultimo inclinometro D17), sapendo che

successivamente sono continuate con una sequenza analoga a quella rappresentata in

figura, per tutto lo sviluppo della galleria. Le linee a tratteggio nere, più spesse, orizzontali

vogliono indicare la posizione delle verticali strumentate.

In Fig. 43 è indicata la posizione dei punti scelti per rappresentare l’evoluzione nel

tempo di “ε”.


89

D15 D16 D17

210m s.l.m

190m s.l.m

pretaglio

paretearco rovescio

150m s.l.m

Fig. 43 – Posizione delle quote di riferimento nella rappresentazione dei dati di monitoraggio.

Va ricordato che la rappresentazione delle deformazioni verticali nel tempo non è

esaustiva, poiché le informazioni sono relative ad un comportamento locale dello

strumento che non si può generalizzare e attribuire a tutta la verticale. Ciò comporta la

necessità di avere un riscontro e un confronto con la relativa isocrona di tutto lo strumento.

In Fig. 44 si può osservare come lo strumento D15 registra una perturbazione prima del

D17, a causa della sua posizione arretrata rispetto a quest’ultimo.

Nella rappresentazioni delle deformazioni verticali si nota come le curve risentano del

passaggio del fronte di allargo e dell’esecuzione del pretaglio. Poco prima che l’incisione

anulare raggiunga gli strumenti, si cominciano a registrare delle significative perturbazioni.

Subito dopo le curve cominciano a differenziarsi e a registrare importanti variazioni. Solo

quando il fronte comincia ad essere ormai lontano le curve tendono a stabilizzarsi verso

valori costanti.


90

22/6/042/7/04

12/7/0422/7/041/8/04

11/8/0421/8/0431/8/0410/9/0420/9/0430/9/04

10/10/0420/10/0430/10/049/11/04

19/11/0429/11/049/12/04

19/12/0429/12/04

8/1/0518/1/0528/1/057/2/05

17/2/0527/2/059/3/05

19/3/0529/3/058/4/05

18/4/0528/4/05

500

520

540

560

580

600

492

496

504

508

512

516

524

528

532

536

544

548

552

556

564

568

572

576

584

588

592

596

604

608

progressiva (m)

6472808896104

112

120

128

136

144

152

160

168

176

6068768492100

108

116

124

132

140

148

156

164

172

distanza dall'imbocco (m)

-0.0

004

00.00

04

0.00

08

0.00

12

-0.0

002

0.00

02

0.00

06

0.00

1D

15

-0.0

012

-0.0

01-0

.000

8-0

.000

6-0

.000

4-0

.000

200.

0002

0.00

04 D

16

-0.0

004

00.00

04

0.00

08

0.00

12

0.00

16

D17

D16

D15

D17

defo

rmaz

ione

ver

tical

i dei

tre

este

nsim

etri

210

m sl

m19

0 m

slm

pret

aglio

pare

te (1

70m

slm

)ar

co ro

vesc

io15

5 m

slm

fron

te sc

avo

fron

te d

el p

reta

glio

tratta

men

ti

Fig.

44

– D

efor

maz

ioni

ver

tical

i in

funz

ione

del

tem

po o

ttenu

te d

ai i

tre e

sten

sim

etri


91

Da tali diagrammi si può avere una conferma sulla validità delle letture di riferimento

scelte precedentemente, ma sopratutto è possibile anche individuare quando la

rappresentazione dei risultati di monitoraggio è particolarmente significativa. In altre

parole, è possibile sia fissare la finestra di tempo in cui rappresentare le misure in sito

perché più significative, sia desumere l’ampiezza della zona d’influenza dello scavo di

allargamento su una determinata sezione. Nella successiva illustrazione dei risultati di

monitoraggio, si prenderà in esame soprattutto questo intervallo di tempo, che più

precisamente è possibile stabilire vada dalla situazione in sito relativa alla lettura di

riferimento precedentemente scelta, fino alla situazione in cui il fronte di scavo

dell’incisione anulare dista almeno 145m dall’imbocco (Fig. 45). Ricapitolando, quindi, si

concentrerà l’attenzione sugli effetti delle lavorazioni che vanno da quando il fronte di

pretaglio dista di un diametro della galleria allargata dalla prima verticale che s’incontra al

progredire dei lavori, la D15 ubicata a 121m, fino a quando superano l’ultima verticale

presa in esame, la D17 ubicata a 128,5m, sempre di almeno un diametro. Ciò permette di

concentrarsi in maggior misura su ciò che accade durante il passaggio della perturbazione,

senza perdere di vista, d’altra parte, quello che accade una volta che le lavorazioni sono

passate.

Particolare attenzione deve essere riposta sull’influenza delle operazioni di

miglioramento tramite iniezioni dall’interno della galleria. Come si può notare, la loro

esecuzione a ridosso della sezione strumentata non è molto distante in tempo e spazio dal

passaggio del fronte di scavo e dell’incisione del pretaglio. Ciò preclude la possibilità di

azzerare gli eventuali effetti di disturbo del trattamento sulle misure scegliendo una nuova

lettura di riferimento. Nelle interpretazione delle curve di monitoraggio, quindi è

necessario tener conto della presenza di tali lavori di consolidamento, per quanto

quest’ultimi possano essere considerati poco significativi in termini di effetti sulle misure

registrate dalle colonne estensio-inclinometriche. Infatti le iniezioni dall’interno

interessano una corona circolare di terreno intorno alla galleria preesistente, di modesto

spessore, senza superare di molto il diametro dell’incisione anulare. Si può pensare, quindi,

che le miscele cementizie iniettate non interessino direttamente la strumentazione in posto.

Durante la successiva illustrazione dei risultati del monitoraggio, si avrà occasione di

richiamare le rappresentazioni dell’evoluzione delle grandezze “ε” in funzione del tempo.

Una rappresentazione di questo tipo, infatti, mostra un punto di vista complementare alla


92

rappresentazione, forse più tradizionale, in cui si tracciano i valori lungo tutta la verticale

per ogni misura effettuata.

20/1

0/04

30/1

0/04

9/11

/04

19/1

1/04

29/1

1/04

9/12

/04

19/1

2/04

29/1

2/04

8/1/

0518

/1/0

528

/1/0

57/

2/05

17/2

/05

27/2

/05

9/3/

0519

/3/0

529

/3/0

5

6472808896104112120128136144152160168176

distanza dall'imbocco (m

)

490

500

510

520

530

540

550

560

570

580

590

600

prog

ress

iva

(m)

fronte scavo di allargamentofronte scavo dell'incisione di pretagliotrattamenti dall'interno

Intervallo temporale in cui si rappresentano i risultati di monitoraggio

D15

D17D16

posizione della progrssiva dgli strumenti di misuradella terza sezione

trattamentidall'interno

Fig. 45 – Intervallo temporale in cui si rappresentano i risultati di monitoraggio.

4.3 Le misure estensimetriche

Le misure estensimetriche permettono di ricostruire i cedimenti in corrispondenza delle

tre verticali strumentate, due lateralmente e una in asse alla galleria in fase di allargo. La

valutazione degli spostamenti verticali assoluti è possibile in quanto sono disponibili le

misure di cedimento assoluto ottenute mediante livellazioni di capisaldi posti in

corrispondenza dei pozzetti. È bene comunque tener presente che le letture topografiche di

superficie non sono tutte della stessa qualità. Le prime letture sono state effettuate con

procedure meno rigorose e strumenti di precisione inferiore a quelli utilizzati per le letture

successive. Una possibile oscillazione poco convincente dei valori registrati in superficie

per le prime letture è riconducibile, quindi, alle diverse modalità di rilevamento dei dati


93

topografici. In tal senso, un esempio eclatante sono le prime due curve tracciate per

l’estensimetro D17 in Fig. 48. L’imprecisione delle letture di superficie, evidente anche

dalle Fig. 46 e Fig. 47 in cui si riportano gli andamenti in funzione del tempo, comunque

non le rendono inutilizzabili. L’importante, in altre parole, è conoscere l’ordine di

grandezza delle misure topografiche, che per ogni misura è pari al millimetro. Ciò permette

di utilizzare tutte le letture topografiche senza commettere errori grossolani.

Prima di spendere qualche considerazione sulle curve tracciate nelle seguenti figure,

bisogna ricordare che gli estensimetri non sono allineati sulla stessa progressiva. In

particolare l’estensimetro D15 precede il D17 di almeno 7 metri. Non è possibile, quindi,

confrontare direttamente l’entità delle deformazioni verticali o/e dei cedimenti dei due

estensimetri relativamente ad una stessa data. Mentre avanza il fronte, il primo e unico

strumento a registrare movimenti significativi è quello di sinistra (D15), mentre il D17

registra la stessa entità di spostamenti in ritardo. La scelta di prendere una curva di

riferimento comune a tutti gli strumenti e corrispondente ad una posizione della

progressiva di allargo relativamente più vicina allo strumento in D15, comporta un

annullamento di parte delle deformazioni già sviluppatesi nell’estensio-inclinometro D15

stesso, anche se di modesta entità; questo è evidente se si riesaminano le figure Fig. 42,

Fig. 44. Sotto questa luce, quando si paragonano l’entità delle deformazioni o/e degli

spostamenti fra le strumentazioni, bisogna ricordare che le misure diagrammate dello

strumento più vicino all’imbocco della galleria sono leggermente sottostimate.

Nel paragrafo precedente, abbiamo accennato che la finestra di maggior interesse per la

rappresentazione dei risultati di monitoraggio ha come estremo superiore almeno la data

del 15/02. Nelle seguenti rappresentazioni, sono riportate anche le curve oltre l’ultima data

“significativa”. Come si vedrà, per alcuni aspetti, quale l’andamento nel tempo dei

fenomeni di sollevamento al di sotto della galleria, una scelta di questo tipo risulta

congeniale per introdurre ulteriori considerazioni.


94

9/11/04

19/11/04

29/11/04

9/12/04

19/12/04

29/12/04

8/1/05

18/1/05

28/1/05

7/2/05

17/2/05

27/2/05

9/3/05

19/3/05

29/3/05

8/4/05

18/4/05

28/4/05

500

520

540

560

580

600

492

496

504

508

512

516

524

528

532

536

544

548

552

556

564

568

572

576

584

588

592

596

604

608

progressiva (m)

6472808896104

112

120

128

136

144

152

160

168

176

6068768492100

108

116

124

132

140

148

156

164

172


-2-1012D

15 (m

m)

-10123 D

16 (m

m)

012345D

17 (m

m)

cedi

emen

ti as

solu

ti le

tture

topo

graf

iche

di

supe

rfic

iefr

onte

scav

ofr

onte

del

pre

tagl

io

Fig.

46

– Le

tture

topo

graf

iche

di s

uper

ficie

dei

ced

imen

ti in

funz

ione

del

tem

po.


95

D17D16D15

9/12/04

19/12/04

29/12/04

8/1/05

18/1/05

28/1/05

7/2/05

17/2/05

27/2/05

9/3/05

19/3/05

29/3/05

8/4/05-2-1 0 1 2

D15 (mm)

-1 0 1 2 3

D16 (mm)

0 1 2 3 4 5

D17 (mm)

letture topografiche di superficie

-20

2

-20

2

-20

2

-20

2-20

2 -20

2-20

2 -20

2-20

2 -20

2-20

2 -20

2-20

2 -20

2-20

2 -20

2-20

2 -20

2

Fig. 47 – Letture topografiche di superficie in funzione del tempo e lungo la sezione


96

-8-4

04

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-20

24

68

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

-8-4

04

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m14

/01

124

.5m

12

9m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m11

/02

140

.5m

14

5.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m03

/03

153

m

15

7.5m

21/0

3 1

66.5

m

169.

7m04

/04

174

.5m

17

8m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

48

– Sp

osta

men

ti ve

rtica

li as

solu

ti (c

edim

enti)

.


97

In Fig. 48 si diagrammano i cedimenti assoluti. La posizione della galleria allargata è

indicata in figura con un riquadro a tratteggio sovrapposto alle curve dei cedimenti. La

linea più alta rappresenta la massima quota dell’incisione anulare (pretaglio), la linea più

bassa rappresenta la minima quota dell’arco rovescio.

Le misure degli spostamenti assoluti in direzione verticale evidenziano chiaramente la

risposta del terreno interessato dall’allargamento in corso della galleria. In particolare è

possibile localizzare una zona intorno alla corona della galleria e che coinvolge anche i lati

della stessa, caratterizzata da una tendenza a sviluppare cedimenti. Andando verso la

superficie l’intensità dei cedimenti diminuisce progressivamente raggiungendo valori

marginali e trascurabili. Viceversa, sotto la galleria le misure indicano un progressivo

sollevamento del terreno. Lo scavo di allargamento, infatti, produce una riduzione dello

stato di sforzo totale al di sotto della galleria che genera una tendenza al sollevamento,

mentre, dalle pareti fino in superficie, si ha una tendenza del campo di spostamenti a

convergere verso lo scavo provocando lo sviluppo dei cedimenti. La tendenza al

sollevamento dei terreni sottostanti la galleria, mitiga l’entità dei cedimenti in superficie.

Interessante notare la diversità tra le misure dell’estensimetro D15 e l’estensimetro D17.

Se per entrambi gli estensimetri si registrano i cedimenti massimi ad una quota assoluta di

circa 175m s.l.m., nell’estensimetro di sinistra si registrano valori più alti e la forma della

curva sembra rilevare una sorta di “pancia” che non è così evidente nell’estensimetro di

destra. La differenza diventa più evidente se si esaminano le curve dei cedimenti ottenuti

integrando dal basso gli spostamenti locali, ovvero pensando fisso il punto alla base dello

strumento (Fig. 49). Un andamento di questo tipo sembra voler sottolineare la presenza di

una zona nel D15, a quota 175m-180m s.l.m, che tende a sviluppare più cedimenti rispetto

alle altre, come se ci fosse localmente un comportamento topico dell’ammasso. Viceversa,

nell’estensimetro D17 il cedimento tende a scemare verso l’alto, come accade d’altronde

anche in D15, ma non si verificano evidenti concentrazioni localizzate dello stesso. Se si

prende visione dell’andamento delle deformazioni verticali, l’ipotesi di comportamento

singolare localizzato nella parte alta del rettangolo tratteggiato e prima avanzata, è

confermata e avvalorata (Fig. 50).


98

-40

48

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-10

-8-6

-4-2

02

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

-40

48

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m14

/01

124

.5m

12

9m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m11

/02

140

.5m

14

5.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m03

/03

153

m

15

7.5m

21/0

3 1

66.5

m

169.

7m04

/04

174

.5m

17

8m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

49–

Spo

stam

enti

verti

cali

inte

grat

i dal

bas

so.


99

-0.0

008

00.

0008

0.00

16150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

04-0

.003

-0.0

02-0

.001

00.

00118

5

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

-0.0

008

00.

0008

0.00

16605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m14

/01

124

.5m

12

9m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m11

/02

140

.5m

14

5.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m03

/03

153

m

15

7.5m

21/0

3 1

66.5

m

169.

7m04

/04

174

.5m

17

8m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

50–

Def

orm

azio

ni v

ertic

ali.


100

Le deformazioni di estensione nelle zone al di sopra dei fianchi della galleria sono

prevedibili: la tendenza di un campo di spostamenti che converge verso lo scavo e che

cresce di intensità vicino alla galleria, porta delle deformazioni verticali di estensione

nell’ammasso al di sopra della corona e in parte nei fianchi (Fig. 50). Ciò è molto evidente

quando si tracciano le curve delle deformazioni verticali dell’estensimetro in asse alla

galleria (D16). Ma mentre tale atteggiamento è percettibile uniformemente in tutta la parte

alta dell’estensimetro D17, nell’estensimetro D15 si ha una concentrazioni delle

deformazioni verticali di estensione subito prima dello sviluppo di quelle di compressione.

In altre parole, in Fig. 50 si nota che l’estensimetro di sinistra registra una cospicua

quantità di deformazioni di estensione all’intorno della quota assoluta pari a 180 m sl.m.,

non presente nell’estensimetro di destra. Riprendendo quanto detto precedentemente,

sembra che alla quota 180m s.l.m. circa, ci sia un comportamento locale dell’ammasso

caratterizzato da un forte rilassamento del terreno, che porta ad accentuare il campo di

spostamento e a creare quella sorta di pancia nelle curve dei cedimenti assoluti, di cui si è

accennato in precedenza.

Matematicamente, è possibile pensare l’andamento delle deformazioni verticali come la

curva della derivata dei cedimenti. Ai punti di massimo o minimo dei cedimenti deve

corrispondere l’annullamento delle deformazioni verticali; al punto di flesso dei cedimenti

deve corrispondere un massimo o minimo nelle deformazioni verticali. Ora, se esaminiamo

parallelamente l’andamento delle due grandezze dei due estensimetri laterali (D15 e D17)

in Fig. 51 e Fig. 52, al massimo dei cedimenti corrisponde effettivamente l’annullamento

delle deformazioni verticali; se ci si sposta verso l’alto, si osservano comportamenti

differenti per le deformazioni fra i due strumenti: nel D15 si nota un minimo e poi un

andamento costante senza annullarsi, nel D17 non si rileva un minimo ma solo un

andamento costante senza annullarsi. Per quanto detto, matematicamente la curva dei

cedimenti relativa al D15 deve presentare, sempre andando verso l’alto, dopo il massimo

un flesso che conferisce alla forma della curva una sorta di pancia; ciò non può accadere

per la curva dei cedimenti in D17, al quale dopo il massimo deve registrare solo una

riduzione dei cedimenti senza la presenza di un flesso. Ciò è ritrovabile nei dati di

monitoraggio. (Fig. 51 e Fig. 52).


101

-0.0

008

00.

0008

0.00

16605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.ce

dim

enti

asso

luti

Con

fron

to

per l

'este

nsim

etro

D15

121

m

-8-4

04

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m14

/01

124

.5m

12

9m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m11

/02

140

.5m

14

5.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m03

/03

153

m

15

7.5m

21/0

3 1

66.5

m

169.

7m04

/04

174

.5m

17

8m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

i

Fig.

51

– C

onfr

onto

tra

defo

rmaz

ioni

ver

tical

i e c

edim

enti

asso

luti

dell’

este

nsim

etro

D15

.


102

-8-4

04

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m14

/01

124

.5m

12

9m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m11

/02

140

.5m

14

5.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m03

/03

153

m

15

7.5m

21/0

3 1

66.5

m

169.

7m04

/04

174

.5m

17

8m

-0.0

008

00.

0008

0.00

16150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

cedi

men

ti as

solu

ti

conf

ront

o pe

r l'es

tens

imet

ro

D17

128

.5m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

i

Fig.

52–

Con

fron

to tr

a de

form

azio

ni v

ertic

ali e

ced

imen

ti as

solu

ti de

ll’es

tens

imet

ro D

17.


103

Gli estensimetri laterali sono troppo corti per leggere come varia il sollevamento al di

sotto della galleria. Si può solo dire che a quota circa 160m s.l.m., dove si annulla la

deformazione verticale, esiste un minimo della curva dei cedimenti. Subito dopo, andando

verso il basso, le deformazioni verticali non accennano un minimo al quale

corrisponderebbe un flesso nella relativa curva degli spostamenti. Tale flesso

annuncerebbe la tendenza del terreno a non risentire più dell’effetto dello scavo e quindi a

non far registrare più deformazioni verticali, che più o meno velocemente tenderebbero ad

annullarsi. L’assenza di questo minimo nelle deformazioni verticali, fa capire come una

forte spessore di terreno sotto la galleria risenta dello scarico e che, quindi, non è possibile

pensare sia presente un terreno “fermo” in prossimità dell’arco rovescio. È possibile anche

ipotizzare che i terreni di base, molto al disotto della galleria, non interessati dalla

caratterizzazione geotecnica definitiva (cfr. capitolo 3), siano terreni a grana fine ai quali è

possibile attribuibile lo sviluppo di fenomeni di rigonfiamento connessi con la complessiva

riduzione dello stato di sforzo. Questo spiegherebbe il progressivo e consistente

sollevamento evidenziato dalle curve dei cedimenti una volta che il fronte è passato e dista

di circa 50 metri dallo strumento (Fig. 48).

Altro aspetto significativo che scaturisce dalle figure è l’evidente concentrazione delle

deformazioni nell’intorno della galleria. In particolare, gli estensimetri D16 e D15, nella

parte sovrastante la galleria, costituita da sabbie variamente cementate, ad una certa

distanza dalla perturbazione, non registrano più deformazioni di rilievo. Un

comportamento di questo genere può essere attribuito alla non linearità delle deformazioni:

lontani dalla perturbazione e in presenza di basse variazioni dello stato deformativo e

tensionale efficacie, i moduli di deformabilità dell’ammasso possono pensarsi molto alti.

È ovvio che l’andamento finale in superficie dell’estensimetro posto in D17 (Fig. 48,

Fig. 50 e Fig. 52) è poco comprensibile e non collegabile a nessun fenomeno fisico dovuto

alle lavorazioni in sito. Nonostante la scelta di nuove letture di riferimento, andamenti di

questo genere sono attribuibili ad errori sistematici non del tutto eliminati.

Una volta capito la qualità e la quantità dei cedimenti che l’ammasso ha presentato nel

passaggio delle lavorazioni, è interessante capire quando si sono verificati. Nelle

precedenti figure si sono tracciate più curve in funzione del tempo e, quindi, in funzione

della posizione del fronte di scavo e relativo pretaglio. La prima osservazione di rilievo da

fare è la seguente: la prima lettura evidente che presenta in quantità e qualità l’influenza

della perturbazione dovuta ai lavori di allargamento è quella in corrispondenza del


104

passaggio dell’incisione anulare di pretaglio. In altre parole, le misure di monitoraggio in

termini di cedimenti e deformazioni verticali, presentano chiaramente le prime forti

variazioni solo quando il fronte del pretaglio raggiunge la progressiva in cui è installato lo

strumento. In aiuto ci viene anche la Fig. 44 dove è possibile vedere l’andamento con il

tempo delle deformazioni verticali fin dall’inizio: in prossimità del fronte di pretaglio si

riscontrano iniziali variazioni, che si intensificano quando il pretaglio ha coinvolto a pieno

la sezione di misura e poi si assestano una volta che lo stesso è passato. Si può notare

anche la successiva rilevante influenza del passaggio del fronte scavo di allargamento:

un’altra buona parte delle deformazioni totali si sviluppano quando il fronte scavo

raggiunge la sezione di misura. Per una completa rappresentazione dei risultati di

monitoraggio, utili a comprendere l’evoluzione degli spostamenti in funzione del tempo, è

possibile riportare le deformazioni verticali e i cedimenti assoluti in funzione del tempo,

relativi alla nuova lettura di riferimento (Fig. 53 e Fig. 54). Come si può osservare, ancora

una volta è possibile affermare che la prima causa, o meglio, l’innesco delle deformazioni

e degli spostamenti nell’ammasso è attribuibile alle lavorazioni dovute al pretaglio;

un’altro decisivo incremento lo si nota quando sopraggiunge il fronte scavo. Alla luce di

quanto si è evidenziato, si evidenzia come la realizzazione del pretaglio, in termini di

perturbazione dell’ammasso, può essere considerato una sorta di scavo piuttosto che una

fase di realizzazione di un sistema di rinforzo per il terreno o di protezione con funzione di

primo rivestimento per il successivo allargamento.


105

9/11/04

19/11/04

29/11/04

9/12/04

19/12/04

29/12/04

8/1/05

18/1/05

28/1/05

7/2/05

17/2/05

27/2/05

9/3/05

19/3/05

29/3/05

8/4/05

18/4/05

28/4/05

500

520

540

560

580

600

492

496

504

508

512

516

524

528

532

536

544

548

552

556

564

568

572

576

584

588

592

596

604

608

progressiva (m)

6472808896104

112

120

128

136

144

152

160

168

176

6068768492100

108

116

124

132

140

148

156

164

172


-0.0

004

00.00

04

0.00

08

0.00

12

-0.0

002

0.00

02

0.00

06

0.00

1D

15

-0.0

012

-0.0

01-0

.000

8-0

.000

6-0

.000

4-0

.000

200.

0002

0.00

04 D

16

-0.0

004

00.00

04

0.00

08

0.00

12

0.00

16

D17

D15

D16

D17

defo

rmaz

ione

ver

tical

i de

i tre

est

ensi

met

ri21

0 m

slm

190

m sl

mpr

etag

liopa

rete

(170

m sl

m)

arco

rove

scio

155

m sl

mfr

onte

scav

ofr

onte

del

pre

tagl

io

pret

aglio

scav

o di

alla

rgo

scav

o di

alla

rgo

pret

aglio

Fig.

53-

Def

orm

azio

ni v

ertic

ali i

n fu

nzio

ni d

el te

mpo

rife

rite

alla

nuo

va le

ttura

di z

ero.


106

9/11/04

19/11/04

29/11/04

9/12/04

19/12/04

29/12/04

8/1/05

18/1/05

28/1/05

7/2/05

17/2/05

27/2/05

9/3/05

19/3/05

29/3/05

8/4/05

18/4/05

28/4/05

500

520

540

560

580

600

492

496

504

508

512

516

524

528

532

536

544

548

552

556

564

568

572

576

584

588

592

596

604

608

progressiva (m)

6472808896104

112

120

128

136

144

152

160

168

176

6068768492100

108

116

124

132

140

148

156

164

172


-8-404 -6-22

D15

(mm

)

-20246 D

16 (m

m)

-8-6-4-2024D

17 (m

m)

D15

D16

D17

cedi

emen

ti as

solu

ti 21

0 m

slm

190

m sl

mpr

etag

liopa

rete

(170

m sl

m)

arco

rove

scio

155

m sl

mfr

onte

scav

ofr

onte

del

pre

tagl

io

pret

aglio

scav

o di

alla

rgo

scav

o di

alla

rgo

pret

aglio

Fig.

54-

Ced

imen

ti as

solu

ti in

funz

ioni

del

tem

po ri

ferit

i alla

nuo

va le

ttura

di z

ero.


107

4.4 Le misure inclinometriche

A differenza delle misure estensimetriche di cui si hanno a disposizioni letture

topografiche di superficie, le misure inclinometriche mancano di riferimenti assoluti, con

la conseguente impossibilità di avere la conoscenza del campo di spostamenti orizzontali

assoluti. Le rappresentazioni delle curve rilevate in sito, quindi, indicano un campo di

spostamenti relativo, a meno di uno spostamento rigido d’insieme della curva in direzione

orizzontale. Le curve sono state ottenute con un’integrazione dal basso verso l’alto degli

spostamenti locali registrati. Così facendo si assume, come ipotesi di lavoro, che la base

dell’inclinometro sia fermo, ipotesi non avallata da misure assolute. L’esposizione e

l’eventuale interpretazione delle curve tiene conto di tale limite. Le misure sono state

scomposte nelle due direzioni geografiche più convenienti che sono quella Nord ed Est.

L’opportunità di questa scelta deriva dall’orientamento dell’asse longitudinale della

galleria, che è allineato lungo la direzione Nord-Sud. La scomposizione degli spostamenti

orizzontali verso Nord ed Est corrisponde rispettivamente a scomporre gli spostamenti

orizzontali longitudinalmente e trasversalmente alla galleria. Negli spostamenti

longitudinali, valori negativi indicano spostamenti in direzione Sud, positivi in direzione

Nord. Negli spostamenti trasversali, invece, quando il segno è positivo lo spostamento è in

direzione Est, quando negativo verso Ovest. La disposizione dei grafici nella

rappresentazione delle curve di quest’ultimi è strutturata in modo che lo spostamento può

essere direttamente letto rispetto alla posizione della galleria: basta immaginare di

posizionare la sagoma trasversale della galleria in mezzo ai due grafici dei due inclinometri

D15 e D17, e al disotto del D16.

Tutte le rappresentazioni seguenti delle misure inclinometriche si riferiscono alla nuova

lettura di zero scelta precedentemente. In Fig. 55 e Fig. 56 sono tracciate le isocrone degli

spostamenti longitudinali e trasversali. Indubbiamente l’entità degli spostamenti è

relativamente modesta, ancor più se si considera l’errore massimo dello strumento che è di

64 mm ogni 30 metri, producendo un errore in superficie di 68mm per gli inclinometri in

D15 e D17 essendo lunghi circa 60 metri.


108

64

20

-2-4

-6m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

64

20

-2-4

-6m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

64

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m22

/12

117

.5m

12

3m05

/01

120

.5m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m14

/01

124

.5m

12

9m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m11

/02

140

.5m

14

5.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m03

/03

153

m

15

7.5m

21/0

3 1

66.5

m

169.

7m02

/05

196

m

19

8m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

121

mD

16 1

22.5

mD

17 1

28.5

m

Fig.

55-

Spo

stam

enti

long

itudi

nali

inte

grat

i dal

bas

so, r

iferit

i alla

nuo

va le

ttura

di z

ero.


109

20

-2-4

-6-8

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

64

20

-2-4

-6m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

2520151050

20

-2-4

-6-8

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m22

/12

117

.5m

12

3m05

/01

120

.5m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m14

/01

124

.5m

12

9m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m11

/02

140

.5m

14

5.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m03

/03

153

m

15

7.5m

21/0

3 1

66.5

m

169.

7m02

/05

196

m

19

8m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

56-

Spo

stam

enti

trasv

ersa

li in

tegr

ati d

al b

asso

, rife

riti a

lla n

uova

lettu

ra d

i zer

o.


110

Gli unici risultati di monitoraggio degni di nota sono quelli rilevati dall’inclinometro

D15 per quanto riguarda gli spostamenti trasversali (Fig. 56). Ipotizzando ferma la base

dell’inclinometro, dalla quota 165m sl.m. alla quota 180m s.l.m. è possibile osservare

un’evidente tendenza degli spostamenti trasversali verso la galleria. Un comportamento di

questo genere non si riscontra nell’inclinometro D17, simmetrico rispetto alla sagoma

trasversale della galleria in allargamento. Una “asimmetria” simile, è possibile ritrovarla

nell’andamento delle deformazioni verticali e dei cedimenti (Fig. 48 e Fig. 50 ) fra i due

estensimetri D15 e D17. Come si ricorda, la differenza era possibile attribuirla ad un

comportamento singolare, visibile rappresentando le deformazioni verticali rilevate

dall’estensimetro di sinistra (D15), ad una quota di circa 180m s.l.m.(Fig. 50).

Riassumendo, i risultati del monitoraggio mostrano evidentemente che il campo di

spostamenti indotto dalle lavorazioni di allargamento della galleria sono modesti, in

particolar modo quello degli spostamenti orizzontali. Per quanto riguarda quest’ultimi, solo

la verticale di sinistra indica una tendenza di spostamenti verso la galleria degna di nota.

Gli altri inclinometri non registrano apprezzabili spostamenti: i valori sono troppo bassi e

l’errore dello strumento invalida le letture.

Capitolo 5 – Risultati delle analisi numeriche _________________________________________________________________________

111

CAPITOLO 5 Risultati delle analisi numeriche

5.1 Introduzione

Si è gia accennato nel terzo capitolo quale sia l’importanza dello strumento dell’analisi

numerica e come sia un valido e potente strumento di studio se opportunamente utilizzato.

Non bisogna commettere, però, l’errore di considerare lo strumento di analisi numerica

come la panacea di ogni male, di facile utilizzo e praticamente “autosufficiente”. Più di

ogni altra cosa l’analisi numerica richiede un sostanzioso lavoro di messa a punto e

calibrazione del modello, necessario per il successivo studio del caso reale. Preparare una

modellazione che permetta una simulazione minimamente realistica dei lavori previsti

nella realtà, o/e dei fenomeni che si potrebbero e dovrebbero verificare in seguito ad una

qualsiasi variazione o perturbazione delle condizioni al contorno, non è sempre di facile

attuazione. E quando si giunge ad una simulazione opportuna non sempre i risultati

corrispondono a pieno con ciò che accade nella realtà a causa di ineliminabili limiti

intrinseci di cui l’analisi numerica soffre.

Il suo miglior utilizzo deve rispettare alcune regole. Prima di tutto è necessario

utilizzare un codice di calcolo affidabile e flessibile, in grado di permettere una

simulazione che collimi il più possibile con la realtà. Quindi scegliere:

- le dimensioni del modello, funzione dell’entità e del tipo di perturbazione che si

vuole studiare;

- il modello costitutivo, i parametri fisici e meccanici dei materiali di cui è costituito

il modello numerico, funzione della caratterizzazione geotecnica del luogo;

- il grado di accuratezza della modellazione necessaria per alcuni aspetti o per buona

parte del modello, funzione della potenzialità del codice di calcolo ma anche dei

calcolatori;

- l’opportunità di utilizzare alcuni espedienti che possano aiutare il calcolo senza

comprometterne la validità dei risultati.

Scelte di questo genere non possono essere fatte sempre con l’ottica di raggiungere la

più dettagliata simulazione possibile. Un criterio di questo genere porterebbe nel


112

cimentarsi in una modellazione eccessivamente onerosa, con insostenibili tempi necessari

per la messa a punto, e soprattutto costosa in termini di forze e in denaro senza che ce ne

sia un evidente bisogno. In altre parole raggiungere la perfetta riproduzione della realtà

nella modellazione non è sinonimo di ottimizzazione delle proprie risorse.

L’ottimizzazione consiste nell’individuare l’obbiettivo primario della simulazione e,

quindi, curare nel dettaglio alcuni particolare e tralasciarne altri. Significa semplificare il

più possibile la modellazione in modo da raggiungere a pieno l’obbiettivo con il minor

tempo e fatica possibile. Inoltre, non sempre si raggiunge l’ottimo da subito, ma è possibile

si debba intervenire apportando evoluzioni del modello anche durante lo studio e la

simulazione.

Seguendo una filosofia di questo genere si è gia estesamente descritto nel capitolo 3

quale siano state le scelte, motivandole, nella messa a punto della modellazione nell’analisi

numerica per lo studio dell’allargo della galleria di Nazzano. Nello stesso capitolo sono

stati esposte le caratteristiche geometriche del modello, le caratteristiche fisiche e

meccaniche dei materiali utilizzati, il modello costitutivo, la modellazione dei lavori e i

dettagli della simulazione con i relativi espedienti utilizzati. Di seguito si riportano i

risultati delle analisi numeriche, dopo aver descritto che tipo di analisi sono state condotte,

quali le differenze e dopo aver brevemente ricordato quale zona del sito in esame si è presa

in considerazione nelle analisi.

5.2 Le analisi numeriche eseguite

I risultati delle analisi numeriche provengono tutte dalla modellazione relativa

all’allargo della galleria in prossimità della terza sezione di monitoraggio. Le

caratteristiche del modello, in particolare della griglia, e i criteri con le quali sono state

scelte, sono ampiamente riportate e argomentate nel terzo capitolo. La terza sezione

strumentata, a differenza delle prime due, è stata l’unica a fornire dati di monitoraggio

affidabili e utilmente interpretabili e ciò spiega l’interesse nei risultati delle analisi

numeriche relative alla simulazione dell’allargo in prossimità della terza sezione.

Utilizzando il medesimo reticolo, sono state condotte più analisi in cui si sono cambiate

alcune caratteristiche meccaniche dei terreni, condizioni iniziali o/e tecnica di simulazione

dell’esecuzione del pretaglio. Per ciascun tipo di analisi si rappresentano gli aspetti più


113

significativi del campo di spostamenti e delle grandezze derivate, nella forma con cui sono

stati tracciati i risultati del monitoraggio. In altre parole, nella rappresentazione di risultati

numerici sottoforma di grafici, si tracciano le curve di grandezze quali spostamenti e

deformazioni, a partire da una posizione delle lavorazioni coincidente con la posizione

relativa alla data in cui è stata eseguita la misura presa come riferimento per la

rappresentazione dei risultati di monitoraggio e lungo verticali il più possibile coincidenti

con la posizione degli strumenti estensio-inclinometri presenti in sito. Anche nella

rappresentazione dei risultati delle analisi numeriche si è posto, sopra ogni grafico, il nome

della verticale e la relativa progressiva esatta in cui è posizionata nella griglia utilizzata per

l’analisi numerica. Inoltre, anche in questi grafici la posizione della galleria rispetto

all’andamento delle curve è evidenziato dalla presenza di un rettangolo con linea

tratteggiata. Infine, si immagina di osservare la galleria in fase di allargo avendo alle spalle

l’imbocco dal quale sono iniziati i lavori d’ampliamento.

Le varie analisi non sono state eseguite rispettando una programmazione stabilita a

priori di analisi parametriche, ma sono il prodotto di una ricerca tendente alla miglior

modellazione della realtà. La conoscenza globale del campo di spostamenti verificatesi in

sito grazie alle misure di monitoraggio, infatti, ha guidato l’ottimizzazione del modello e in

particolare ha richiesto alcune attenzioni di cui altrimenti non si avrebbe avuto percezione.

Non solo, guidati dall’evidenza sperimentale, l’analisi numerica è stata un utile mezzo per

conoscere il comportamento di un ammasso in cui si pratica lavori di allargamento di

gallerie preesistenti anche per diverse condizioni e diverse situazioni non necessariamente

ritrovabili nel sito in esame. Infine, le analisi sono state condotte anche per esplorare le

condizioni limite di collasso.

La Tab. 10 presenta una sintesi delle caratteristiche fisiche e meccaniche che

scaturiscono dalla caratterizzazione geotecnica definitiva, descritta nel capitolo 2. Nella

Tab. 11 si riportano le caratteristiche fisiche e meccaniche assegnate all’analisi, indicando

anche il tipo di modello costituivo scelto e il valore del coefficiente di spinta in quiete. La

Tab. 12, invece, riporta i valori delle caratteristiche meccaniche dei terreni o/e delle

condizioni iniziali che differiscono dalla precedente tabella, che contraddistinguono le

singole analisi effettuate. Nella stessa tabella viene anche precisata, quando diversa, la


114

modalità di simulazione dello scavo dell’incisione anulare1. Nella Tab. 13 si riportano i

valori delle caratteristiche meccaniche e fisiche di fine stagionatura degli elementi

strutturali, valori che sono uguali per tutte le analisi, e il modello costitutivo utilizzato per

la loro simulazione nell’analisi numerica.

Tab. 10 – Caratteristiche fisiche e meccaniche dei terreni provenienti dalla caratterizzazione

geotecnica.

litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferiore

γ (kN/m3) 20 20E' (MPa) 100 100

ϕ° 36 32c' (kPa) 40 0

Tab. 11 – Caratteristiche dei terreni adottate nell’analisi.

litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferiore

γ (kN/m3) 20 20E' (MPa) 100 100

ν 0,2 0,2ϕ° 36 32

c' (kPa) 40 0ko 0,4~0,3 0,4~0,3

modello elastico-plastico perfetto elastico-plastico perfetto

1 Come meglio descritto nel capitolo 3, sono state impiegate due tecniche diverse per simulare i lavori di

esecuzione dell’incisione anulare.


115

Tab. 12 – Caratteristiche variate nelle differenti analisi.

Analisi A litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferiore

E' (MPa) 400 400

Analisi B litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferiore

E' (MPa) 1800 400

Analisi C litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferiore

E' (MPa) 400 400c' (kPa) 12 0

Analisi D litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferioreE' (MPa) 400 400

ko >1 >1

Analisi E litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferioreE' (MPa) 400 400pretaglio

Analisi F litotipo sabbioso superficiale litotipo limo-sabbioso inferioreE' (MPa) 400 400c' (kPa) 12 0

pretaglio

a campione

a campione

Tab. 13 – Caratteristiche fisiche e meccaniche di fine stagionatura degli elementi strutturali.

rivestimento della galleria preesistente

rivestimento definitivo della galleria allargata guscio di pretaglio magrone di

collegamento

γ (kN/m3) 24 25 24 24

E' (MPa) 28500 33600 33600 22000

ν 0,2 0,2 0,2 0,2

modello elastico elastico elastico elastico

spessore 0,8 m 0,6 m 0,3 m 0,4 m

L’analisi “A” sarà presa come riferimento, ovvero si considererà come l’analisi dalla

quale poi si cambiano una, o al massimo due caratteristiche nelle modellazioni successive.

In ordine si presentano i risultati delle analisi A, B, C, D, E, F, dopo aver commentato la

particolare scelta del modulo di rigidezza dell’analisi “A” di riferimento, differente da

quello indicato in Tab. 10.

Le analisi condotte utilizzando i valori di rigidezza indicati in Tab. 10, hanno registrato

un campo di cedimenti estremamente più alto di quello evidenziato dai dati di

monitoraggio, raggiungendo in superficie valori anche di 3 cm. Da qui, è stato inevitabile


116

considerare un modulo di rigidezza più alto che avesse potuto simulare un campo di

spostamenti più basso, simile a quello verificatesi in sito. Il confronto con i dati di

monitoraggio ha consigliato di utilizzare un modulo di rigidezza 4 volte più grande, pari a

400 MPa. Il perché sia possibile, per il sito in esame, scegliere il miglior valore della

rigidezza per i terreni da utilizzare nelle analisi numeriche, aiutandosi anche con i risultati

di monitoraggio, a prescindere dai valori indicati dalla caratterizzazione geotecnica

definitiva, è stato esposto nelle considerazioni finali relative alla caratterizzazione

geotecnica, nel capitolo2.

L’analisi A

Nelle figure seguenti (Fig. 57, Fig. 58, Fig. 59 e Fig. 60) si riportano i risultati

dell’analisi numerica sottoforma di cedimenti, deformazioni verticali, spostamenti

trasversali e spostamenti longitudinali. Analogamente a quanto detto per la

rappresentazione dei risultati di monitoraggio, con il termini di trasversale e longitudinale

si vuole intendere rispettivamente la rappresentazione delle grandezze su un piano

ortogonale all’asse della galleria, e su un piano verticale parallelo all’asse longitudinale

della galleria.

La Fig. 57 relativa ai cedimenti assoluti mostra un campo di spostamenti superficiale

che non supera il centimetro; il valore cresce con la profondità fino ad un valore massimo

in prossimità della quota della corona dell’incisione anulare. Nelle due verticali laterali alla

galleria, si ha l’annullamento del cedimento ad una quota fissa di circa 170 m s.l.m.;

andando verso il basso, in prossimità dell’arco rovescio, si cominciano a sviluppare degli

spostamenti verso l’alto. La verticale di destra presenta un andamento simmetrico a quella

di sinistra a meno di una leggera traslazione delle curve verso l’alto e una maggior

tendenza al sollevamento al di sotto della galleria. L’evoluzione delle curve è caratterizzata

da una tendenza all’aumento della curvatura, ruotando intorno al punto in cui lo

spostamento rimane nullo. Da notare che la prima curva che denuncia uno spostamento

considerevole è quella in corrispondenza della simulazione dell’esecuzione del pretaglio; le

curve successive indicano un aumento progressivo del campo di spostamenti al proseguire

della simulazione dello scavo. L’andamento delle deformazioni verticali è concorde con

quanto descritto per gli spostamenti (Fig. 58): mentre l’effetto del passaggio dello scavo

dell’incisione anulare è ben distinto, l’effetto del passaggio del fronte di allargo è meno


117

chiaro. È interessante notare, però, che le curve registrano un considerevole incremento del

cedimento e della deformazione verticale ogni volta che si esegue un nuovo pretaglio, e

non quando avanza il fronte di scavo. Tale incremento, infatti, è indicato ogni volta da una

coppia di curve, quasi coincidenti, che differiscono fra loro solo per la posizione del fronte

di allargo della galleria, mentre hanno in comune la stessa progressiva del fronte

dell’incisione anulare.

Nell’osservare la Fig. 59, relative agli spostamenti trasversali è possibile evidenziarne

l’esigua entità. È rilevabile una asimmetria degli spostamenti fra le due verticali laterali

alla galleria. Una possibile causa potrebbe essere trovata nella morfologia superficiale

irregolare della griglia, oppure nella presenza dell’altra galleria, alla destra di quella in fase

di allargo. Un accenno di simmetria è possibile ritrovarlo se si traslano le curve della

verticale di destra più verso il basso. La figura Fig. 60 mostra gli spostamenti longitudinali.

Valori negativi degli spostamenti indicano un verso concorde con il verso di avanzamento

dello scavo di allargamento. Anche in questo caso il campo di spostamenti è veramente

piccolo. In prossimità della galleria, le curve delle tre verticali sono concordi ad indicare

una tendenza degli spostamenti nello stesso verso dello scavo. In altre parole la presenza

della galleria preesistente con il proprio rivestimento e la presenza di un guscio rigido,

eliminano possibili effetti d’estrusione del fronte che porterebbe ad incrementare un campo

di spostamenti verso lo scavo. Come accade evidentemente per i cedimenti e le

deformazioni verticali, anche per entrambi i due tipi di spostamenti orizzontali è possibile

notare la tendenza alla formazione di coppie di curve con lo stesso andamento, che hanno

in comune solo la stessa posizione del fronte di scavo del pretaglio.


118

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

04

812

1620

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

812

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

cedi

men

tiD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

57-

Ana

lisi A

: ced

imen

ti as

solu

ti.


119

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

008

-0.0

004

00.

0004

0.00

08

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

58-

Ana

lisi A

: def

orm

azio

ni v

ertic

ali.


120

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

59-

Ana

lisi A

: spo

stam

enti

trasv

ersa

li.


121

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

120

mD

16 1

22m

D17

128

m

Fig.

60-

Ana

lisi A

: spo

stam

enti

long

itudi

nali.


122

L’analisi B

I risultati delle analisi numeriche “B” corrispondono ad una modellazione uguale a

quella precedente con la sola differenza del modulo di rigidezza assegnato nella parte

superiore della griglia, in corrispondenza del litotipo sabbioso presente in sito. Il modulo

assegnato è 4.5 volte più grande del precedente (Tab. 12). Un valore così alto del modulo

di rigidezza non è indicato da nessuna prova, sia in sito sia di laboratorio, ma deriva dal

desiderio di cercare di riprodurre l’eterogeneità riscontrate in sito a causa della presenza di

livelli arenaci, più o meno potenti, che si trovano nella parte alta dell’ammasso oggetto dei

lavori. La loro presenza indubbiamente alza il valore medio della rigidezza della parte alta

del litotipo sabbioso, rendendone difficile la scelta di un valore realistico da utilizzare nelle

analisi numeriche. Con questa analisi si tenta di indagare l’effetto dei lavori di allargo sul

campo di spostamenti quando si aumenta la rigidezza attribuita alla parte alta della griglia.

In Fig. 61 si evidenzia lo spessore in cui si aumenta il valore del modulo: dalla quota di

170 m s.l.m fino in superficie.

Fig. 61 – Distribuzione del modulo di Young E’ nella griglia utilizzata per l’analisi B.


123

La Fig. 67 mostra come il campo di spostamenti al disotto dell’arco rovescio, dove il

modulo di rigidezza è rimasto invariato, non è molto diverso dal precedente. Viceversa,

nella parte sovrastante, il campo di spostamenti si è sensibilmente ridotto, sia per quanto

riguarda la componente verticale, sia per quanta riguarda la componente orizzontale (Fig.

69 e Fig. 70), anche se quest’ultima già assumeva valori modesti nell’analisi “A”. Se i

cedimenti, rispetto al caso precedente, si sono ridotti significativamente, è anche vero che

gli andamenti delle curve degli spostamenti verticali indicano, al di sopra della galleria

allargata, una sorta di spostamento rigido globale verso il basso, o meglio, non si osserva

un’apprezzabile diminuzione del cedimento spostandosi verso l’alto. Ciò è deducibile

anche dall’andamento delle deformazioni verticali (Fig. 68), che indicano valori pressoché

nulli al di sopra dell’incisione anulare. Grazie ai risultati delle analisi “A” e “B”, è

possibile constatare che i lavori di allargamento apportano, nella simulazione numerica,

deformazioni di natura plastica ridotte o di modesta entità, se si assegnano i parametri

meccanici di resistenza riportati in Tab. 11 e Tab. 12. Ciò spiega perché all’aumentare

della rigidezza diminuiscono le deformazioni verticali, differentemente a quanto

accadrebbe se ci fossero forti deformazioni plastiche; in questo ultimo caso, infatti,

entrambi le analisi numeriche presenterebbero un incremento dell’entità di deformazioni

verticali confrontabili, poiché una volta superato il criterio di plasticizzazione, il modulo di

rigidezza assegnato, diverso per le due analisi, non sarebbe più così influente.

Riassumendo, la simulazione dei lavori di allargo prevedono una fascia di plasticizzazione

intorno allo scavo non fortemente estesa e ciò è visibile in Fig. 63 e Fig. 64, in cui si

evidenziano le zone plasticizzate in tutta la griglia quando il fronte di scavo è a 126m e il

fronte del pretaglio a 130m. Le Fig. 62 a), b), c), d), e), f) e g) indicano l’evoluzione delle

zone plastiche nell’analisi B, in corrispondenza di una sezione posta a 126m dall’imbocco,

quando si esegue un intero ciclo di scavo: pretaglio, intasamento, avanzamento

dell’allargo. Un comportamento del tutto simile lo si ritrova per le analisi A. Dalle prime

due figure (Fig. 63 e Fig. 64) si può notare come le zone plastiche si concentrano fra le due

gallerie e sotto la galleria, dove si è posto nullo il valore della coesione “c’”, mentre in

corrispondenza del fronte non è evidente una plasticizzata significativa. La tendenza allo

sviluppo di zone in condizioni plastiche sotto la galleria avviene quando il fronte ormai è

passato per una distanza di circa 12 m, mentre la tendenza alla formazione di zone

plastiche fra le due gallerie avviene da subito. Si nota anche una fascia fra le due gallerie,

spostata verso l’alto e posta al di là del fronte, che si trova in condizioni plastiche. Dalle


124

Fig. 62 a), b), c), d), e), f) e g) si può notare come la presenza del guscio di calcestruzzo

realizzato precedentemente garantisca un istantaneo confinamento che riporta in condizioni

di elasticità il terreno interessato dallo scavo. La formazione delle zone plastiche in

prossimità dell’incisione (Fig. 62 b), infatti, ritornano subito in campo elastico quando si

attiva il guscio di betoncino fibrorinforzato (Fig. 62 c).

A tal proposito è anche interessante riportare la rappresentazione della configurazione

del campo di zone plasticizzate nella griglia, in corrispondenza di una sezione intermedia,

in cui la galleria è stata già interessata dai lavori di allargamento, per entrambi due tipi di

analisi (Fig. 66). Come si nota l’estensione delle zone ancora in condizioni plastiche,

concentrata fra le due gallerie e al disotto di esse, è comunque ridotta; più estesa, invece, è

la condizione delle zone che hanno sviluppato deformazioni plastiche, ma che sono

ritornate in condizioni di elasticità. In questo caso, però, va ricordato come le condizioni

pregresse di plasticità sono in parte dovute al calcolo numerico e quindi poco significative,

in parte da attribuire ai lavori di realizzazione delle gallerie preesistenti, come si può

apprezzare osservando la Fig. 65, e solo in parte, ancora, alle sequenze lavorative

precedenti relative all’allargo.

Fig. 62 a)

Rispetto alla sezione rappresentata, posta a 126m dall’imbocco:

il fronte dello scavo di allargo si trova a 124m dall’imbocco (-2m dalla sezione)

il fronte del pretaglio si trova a 126m dall’imbocco (0 m dalla sezione)

rivestimento definitivo si trova a 116m dall’imbocco ( -10m dalla sezione)


125

Fig. 62 b)

Esecuzione del pretaglio: fronte dello scavo di pretaglio si trova a 130m dall’imbocco (+4m dalla sezione)

Fig. 62 c)

Intasamento del pretaglio con betoncino fibrorinforzato


126

Fig. 62 d)

Installazione di un arco di rivestimento definitivo: il rivestimento definitivo si trova a 118m dall’imbocco (-8m dalla sezione)

Fig. 62 e) Avanzamento di due metri di scavo di allargo Il fronte dello scavo di allargo si trova a 126m (0m dalla sezione)


127

Fig. 62 f) Installazione di un arco di rivestimento definitivo Il rivestimento definitivo si trova a 120m dall’imbocco (-6m dalla sezione)

Fig. 62 g) Avanzamento di due metri di scavo di allargo Il fronte di scavo di allargo si trova a 128m dall’imbocco (+2m dalla sezione)


128

Fig.

63

– A

nalis

i A: d

istri

buzi

one

delle

zon

e in

con

dizi

one

plas

tiche

.


129

Fig.

64

– A

nalis

i B: d

istri

buzi

one

delle

zon

e in

con

dizi

oni p

last

iche

.


130

Fig. 65 – distribuzione delle zone di plasticizzazione prima dei lavori di allargo.


131

A

nalis

i A

Ana

lisi B

Fig.

66-

Dis

tribu

zion

e de

lle z

one

di p

last

icitz

zazi

one

in u

na se

zion

e qu

ando

il fr

onte

è o

rmai

lont

ano.


132

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

04

812

1620

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

812

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

cedi

men

tiD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

67

- A

nalis

i B: c

edim

enti

asso

luti.


133

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

008

-0.0

004

00.

0004

0.00

08

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

68-

Ana

lisi B

: def

orm

azio

ni v

ertic

ali.


134

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

69-

Ana

lisi B

: spo

stam

enti

trasv

ersa

li.


135

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

120

mD

16 1

22m

D17

128

m

Fig.

70-

Ana

lisi B

: spo

stam

enti

long

itudi

nali.


136

L’analisi C

L’entità delle deformazioni plastiche può incidere sulla risposta dell’ammasso

interessato dall’allargo. Lo sviluppo di plasticizzazioni è direttamente collegato ai

parametri di resistenza che caratterizzano il terreno. Nella analisi è stato scelto un

parametro medio dell’angolo d’attrito e della coesione per ogni litotipo presente in sito. Per

quanto riguarda il litotipo sabbioso, il valore della coesione scelto grazie ai risultati della

caratterizzazione geotecnica, è riconducibile alla cementazione più o meno diffusa delle

sabbie. La presenza di una variabilità della cementazione presuppone che, per alcune zone

dell’ammasso il valore della coesione utilizzato non sia sufficientemente rappresentativo.

In particolare in sito si è riscontrato in alcune zone la mancanza di sufficiente

cementazione delle sabbie da giustificare una coesione, seppur modesta. Ci si domanda,

quindi, che risultati numerici si ottengono se si riducono significativamente le

caratteristiche di resistenza in termini di coesione nel modello. Nella presente analisi “C” si

è ridotto di circa il 75% solo il valore della coesione drenata nel parte di griglia

corrispondente alla sabbia ocracea superficiale presente in sito. Si passa da un valore di c’=

40 kPa a un valore di 12 kPa. Per le restanti parti della griglia non si effettua nessuna

variazione, come nessun cambiamento è previsto per il valore dell’angolo d’attrito in tutto

il reticolo. La particolare scelta del valore della coesione di 12kPa deriva da analisi

precedentemente eseguite per individuare il meccanismo di collasso tridimensionale,

utilizzando la tecnica della progressiva riduzione dei valori numerici dei parametri di

resistenza. Queste analisi hanno mostrato come nella fase più delicata del processo

costruttivo, l’esecuzione del pretaglio, il cavo perde di stabilità con il progressivo ridursi

della coesione efficace fino ad un valore limite pari a 11 KPa. Il meccanismo di collasso si

innesca a partire dalla volta del pretaglio con il coinvolgimento di un volume di terreno di

apprezzabile estensione (Fig. 71).


137

Fig. 71 – Evoluzione delle zone in condizione di plasticità nella fase del pretaglio.

Le Fig. 75 e Fig. 76 mostrano l’andamento dei cedimenti e delle deformazioni verticali.

Rispetto all’analisi “A”, l’entità dei cedimenti è sensibilmente aumentata e, prendendo in

esame le verticali laterali alla galleria allargata, le forme delle curve differiscono. In

particolare, è possibile notare l’accentuazione del flesso in corrispondenza delle pareti

della galleria in allargo, dettato dal significativo aumento dei cedimenti e dalla

corrispondente tendenza, sia del campo di spostamenti di sollevamento sia dei cedimenti, a

non smorzarsi e ad annullarsi repentinamente solo quando si “incontrano”. Inoltre gli

spostamenti di sollevamento si spingono ben al di sopra dell’arco rovescio, senza

diminuire l’entità. Il massimo valore delle deformazioni verticali di contrazione (Fig. 76) è

posizionato sempre alla stessa quota, come anche l’estensione dell’intervallo in cui si

manifestano è sempre lo stesso rispetto alle precedenti analisi. In queste analisi, però,

l’entità delle deformazioni verticali è almeno doppia rispetto all’ analisi “A”. Ciò giustifica


138

la brusca variazione nelle curve a ridosso dell’intervallo in cui si sviluppano la maggior

parte delle deformazioni di contrazione, soprattutto per la verticale di sinistra in cui tale

intervallo sembra essere più ristretto. La differenza fra la verticale di sinistra e quella di

destra è comprensibile se si esaminano la distribuzione delle zone plasticizzate in una

sezione ormai allargata (Fig. 72). È possibile individuare un incipiente formazione di un

meccanismo di collasso che coinvolge tutto il terreno sovrastante la galleria allargata. Le

zone in cui si stanno sviluppando ancora deformazioni plastiche, a sinistra della galleria,

individuano una banda inclinata trasversale; analogamente, in mezzo alle due galleria, se

ne distingue una sub-verticale. Se si posizionano nella griglia le verticali in corrispondenza

delle quali si rappresentano le deformazioni verticali in Fig. 76, si nota che la banda

trasversale interseca la verticale di sinistra (D15), solo in una zona ristretta, nella quale si

concentrano la maggior parte delle deformazioni verticali plastiche di compressione. La

banda sub-verticale, invece, prevede lo sviluppo di deformazioni plastiche in

corrispondenza di gran parte della verticale di destra D17, posizionata proprio nel mezzo

delle due gallerie. Le due bande che circoscrivono proprio il possibile cinematismo di

collasso, coinvolgono direttamente la parte medio-bassa della galleria allargata, in

corrispondenza del piede del rivestimento della stessa. Il campo dei cedimenti in

superficie, quindi, si arricchisce di uno spostamento globale verso il basso dovuto alla

traslazione di tale cuneo di terreno che sovrasta tutta la galleria. Nella stessa figura, inoltre,

si può notare una fascia plasticizzata che circonda la parte superiore della galleria allargata

in cui si sono sviluppate deformazioni plastiche di trazione, che giustificano le forti

deformazioni di estensione lungo la verticale D16. Questa zona evidenzia una tendenza al

cinematismo di collasso che prevede il distacco di cunei in calotta per trazione in assenza

di opere di sostegno, analogamente a quanto visto in Fig. 71.


139

Fig. 72 - Distribuzione delle zone di plasticizzazione.

In Fig. 77 si riportano gli spostamenti trasversali. La verticale in asse alla galleria,

registra spostamenti trasversali nella parte alta, dovuti con molta probabilità alla

morfologia irregolare della griglia in superficie. Analogamente è possibile notare un

andamento di questo genere nelle verticali laterali. In quest’ultime due, inoltre, si nota una

netta tendenza a sviluppare deformazioni orizzontali in direzione dello scavo in

corrispondenza della parete della galleria, ad una quota leggermente più alta rispetto a

quella nella quale si sviluppano le maggiori deformazioni verticali di compressione.

Facendo riferimento alla verticale di sinistra, è interessante notare la differenza della forma

tra la prima curva e le altre successive. Queste ultime si riferiscono al caso in cui il

pretaglio ha già interessato la progressiva relativa alla verticale in esame, mentre la prima

curva rappresenta gli spostamenti nelle condizioni in cui il pretaglio è molto vicino alla

progressiva della verticale ma ancora non l’ha raggiunta. Si nota che appena il pretaglio


140

passa in corrispondenza della verticale, si sviluppa una sensibile deformazione che varia

molto poco con il successivo procedere dello scavo. La spiccata differenza è possibile

attribuirla allo sviluppo prevalentemente di deformazioni plastiche quando si simula

l’esecuzione dell’incisione anulare. Ciò è visibile dalla Fig. 73. La distribuzione nello

spazio delle zone plasticizzate, quando il fronte dello scavo di allargo si trova a 126m

dall’imbocco e il fronte dello scavo di pretaglio a 130m, è rappresentato in Fig. 74.

Rispetto ai risultati delle analisi A e B, si può notare la formazione di una zona in

condizioni plastiche alla sinistra della galleria, fino a raggiungere la superficie. Inoltre si

sviluppano deformazioni plastiche al di sotto della galleria dopo che il fronte si è

allontanato di circa 6 m e il fronte di pretaglio di 8m, a differenza delle deformazioni

plastiche fra le due gallerie e lateralmente che tendono a svilupparsi da subito.

Il maggior sviluppo di deformazioni plastiche aumenta l’entità degli spostamenti

longitudinali (Fig. 78), che comunque presentano valori modesti. In particolare, nella

verticale di destra D17, è possibile notare facilmente che, in corrispondenza della galleria,

si ha un cambio di tendenza nel segno degli spostamenti una volta che il fronte di scavo del

pretaglio è passato: si passa da campi di spostamenti con tendenza di verso concorde

all’avanzamento dello scavo e di modulo invariato rispetto ai risultati dell’analisi “A”, a

spostamenti con tendenza di segno opposto e di maggior entità.

a) b)

Fig. 73 – Zone in condizioni plastiche prima a) e dopo l’esecuzione del pretaglio b).


141

Fig.

74

– A

nalis

i C: d

istri

buzi

one

delle

zon

e in

con

dizi

oni p

last

iche

.


142

-10

010

20m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

010

2030

40m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-10

010

20m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

cedi

men

tiD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

75

– A

nalis

i C: c

edim

enti

asso

luti.


143

-0.0

010

0.00

10.

002

0.00

30.

00415

0

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

010

0.00

10.

00218

5

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

010

0.00

10.

002

0.00

30.

004605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

76

– A

nalis

i C: d

efor

maz

ioni

ver

tical

i.


144

64

20

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

77

– A

nalis

i C: s

post

amen

ti tra

sver

sali.


145

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

120

mD

16 1

22m

D17

128

m

Fig.

78

– A

nalis

i C: s

post

amen

ti lo

ngitu

dina

li.


146

L’analisi D

Questa analisi sottolinea l’importanza e l’incidenza del coefficiente di spinta in quiete

sui risultati delle analisi tensio-deformative dello scavo di gallerie. Le curve dei cedimenti

e delle deformazioni verticali, le curve degli spostamenti trasversali e longitudinali, sono

qualitativamente e quantitativamente diverse dai risultati delle analisi precedenti. Iniziando

con le curve dei cedimenti (Fig. 82), si nota lo sviluppo di spostamenti in corrispondenza

della posizione della galleria e la loro netta e repentina diminuzione sia in superficie sia in

profondità. Oltre all’entità dei cedimenti diversa, la differenza più vistosa tra i risultati

dell’analisi “A” e “D” è l’andamento che assumono le curve al di sopra della galleria; nel

caso in esame, infatti, è evidente un deciso recupero dei cedimenti andando verso l’alto. Se

si pone l’attenzione sul campo di spostamenti di Fig. 81, dove si rappresentano i vettori

spostamento per una sezione trasversale della griglia quando il fronte di scavo è già

passato, è evidente la differenza tra le due analisi: mentre l’analisi “D” prevede un campo

di spostamenti concentrato in prossimità della galleria allargata e nettamente orientato

verso lo scavo, nell’analisi “A” i vettori spostamento hanno una tendenza ad orientarsi

lungo una verticale, accentuando cedimenti o sollevamenti e prevedendo degli spostamenti

orizzontali di minor entità. Dalla distribuzione dei vettori spostamento di Fig. 81, sono

spiegabili gli andamenti delle curve relative alle due verticali laterali alla galleria in fase di

allargo dell’analisi “D”, in particolare gli andamenti degli spostamenti trasversali, che sono

particolarmente accentuati in direzione dello scavo (Fig. 84). In asse alla galleria sono

presenti cedimenti solo in prossimità del pretaglio, come si può notare nella verticale D16,

dovuti alla formazione della fascia plastica a ridosso dell’incisione anulare (Fig. 80 e Fig.

82). Il risultato in termini di cedimenti superficiali, in corrispondenza della galleria in fase

di allargo, è una curva con la concavità rivolta verso il basso, a differenza delle altre analisi

fin qui viste che prevedono delle curve dei cedimenti in superfici con la concavità rivolta

verso l’alto e con il massimo valore dei cedimenti in asse alla galleria (Fig. 79). Come

accade per lo scavo di gallerie profonde in cui “ko” è prossimo all’unità, anche nel presente

caso, il valore del coefficiente di spinta in quiete ko>1 produce effetti benefici in termini di

estensione delle zone di plasticizzazione intorno alla galleria (Fig. 80). Un spinta

orizzontale dei terreni dello stesso ordine di grandezza o leggermente più grande rispetto

alle forze verticali agenti, tende a contrastare la formazione di zone con forti valori del


147

deviatore e quindi forti plasticizzazioni per taglio, aiutando la formazione dell’effetto arco

nella realizzazione dell’allargo.

Per quanto riguarda gli spostamenti longitudinali (Fig. 85) sono tendenzialmente nulli in

superficie e sotto la galleria, mentre manifestano valori più apprezzabili, anche se ancora

contenuti, in prossimità della galleria rispetto alle analisi precedentemente esaminate.

Lungo la verticale D16, in asse alla galleria, si nota una forte tendenza all’estrusione ancor

prima che il fronte sia passato. Esaminando la Fig. 83 relativa alle deformazioni verticali,

si nota che la posizione del punto di massimo, lungo le verticali laterali alla galleria, è

spostato più verso il basso rispetto alle precedenti analisi. Non solo, con l’avanzamento

dello scavo tale punto si sposta ancora più verso il basso. Anche le curve degli spostamenti

orizzontali sembrano variare le quote dei lori punti di massimo e minimo. In particolare,

tale tendenza si nota una volta che la progressiva dell’esecuzione del pretaglio ha raggiunto

la verticale esaminata. Nello spostamento longitudinale (Fig. 85), per esempio, dopo che il

pretaglio ha raggiunto le verticali, si forma una curvatura convessa in direzione dello

scavo, in prossimità del piede della galleria, che si accentua progressivamente spostandosi

verso l’alto. Anche negli spostamenti trasversali il massimo valore degli spostamenti in

valore assoluto si presenta per quote sempre più basse, soprattutto una volta che il fronte

del pretaglio ha superato la progressiva relativa alla verticale in esame.

Fig. 79 – Analisi D: cedimenti dopo i passaggio dei lavori d allargo.


148

( I ) Prima dell’allargo

( II ) Dopo allargo

Fig. 80- Distribuzione delle zone di plasticizzazione.


149

Ana

lisi A

Ana

lisi D

Fig.

81

– V

etto

ri sp

osta

men

to. I

l mod

ulo

di e

ntra

mbi

i ca

mpi

vet

toria

li de

lle d

ue a

nalis

i son

o rif

eriti

ad

una

stes

sa sc

ala.


150

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-40

48

1216

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

812

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m

cedi

men

tiD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

82

– A

nalis

i D: c

edim

enti

asso

luti.


151

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

008

-0.0

004

00.

0004

0.00

08

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

83

– A

nalis

i D: d

efor

maz

ioni

ver

tical

i.


152

3020

100

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

100

-10

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

0-1

0-2

0-3

0m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

84

– A

nalis

i D: s

post

amen

ti tra

sver

sali.


153

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

64

20

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

120

mD

16 1

22m

D17

128

m

Fig.

85

– A

nalis

i D: s

post

amen

ti lo

ngitu

dina

li.


154

L’Analisi E

La tecnica di esecuzione del pretaglio, come si è accennato nel capitolo 3, è stata

oggetto di una evoluzione. Come già descritto, la procedura originaria consisteva nella

realizzazione dello guscio di calcestruzzo scavando tutta l’incisione anulare e solo dopo

provvedendo al suo intasamento con calcestruzzo fibrorinforzato. L’evoluzione della

tecnica di esecuzione prevede, invece, la realizzazione del pretaglio anulare in più fasi:

mantenendo inalterata la profondità dell’incisione anulare, si suddivide lo sviluppo anulare

del pretaglio in tratti di lunghezza variabile dai 2 ai 4 metri. Ogni intervallo viene scavato

solo dopo che il precedente è stato già intasato di calcestruzzo fibrorinforzato e additivato

con silicati che accelerano la stagionatura. L’analisi “E” riporta i risultati numerici relativi

all’allargo della galleria, in cui si simula l’esecuzione del pretaglio facendo riferimento alla

sua realizzazione in più fasi.

Grazie alla Fig. 88 relativa alle deformazioni verticali, si può ancora desumere come sia

la realizzazione del pretaglio ad innescare la formazione di un’apprezzabile deformazione

di compressione. Il confronto, con l’analisi di riferimento, delle deformazioni verticali

(Fig. 58) rileva una marginale riduzione dell’entità. Conseguentemente anche i cedimenti

si riducono, anche se di poco (Fig. 87). Sempre dal confronto con i risultati delle analisi

“A” è possibile notare anche una differenza nella disposizione delle curve: mentre nelle

analisi di riferimento si era evidenziato il raggruppamento a due a due delle curve che

avevano in comune la stessa progressiva del fronte di pretaglio, nei risultati della presente

analisi è meno evidente tale tendenza. Più precisamente, le curve che hanno in comune lo

stesso avanzamento del pretaglio si distinguono fra loro: le curve a cui corrisponde una

progressiva del fronte scavo di allargo maggiore riportano un aumento dei cedimenti e

delle deformazioni verticali. Questo comportamento è tanto più evidente quanto più i

lavori di allargo sono in vicinanza della verticale lungo la quale si registrano le grandezze

in esame. Nel campo dei cedimenti, quindi, l’effetto del pretaglio si può ancora

evidenziare, ma sembra sia influente anche l’avanzamento del fronte scavo di allargo.

La scelta di eseguire la tecnica di pretaglio per campioni deriva dalla necessità di

migliorare le condizioni di stabilità dello scavo di pretaglio, piuttosto che di ridurre il

campo di spostamenti indotto. Le analisi numeriche mostrano proprio come l’esecuzione

per tratti dell’incisione anulare riduca le zone in condizioni plastiche durante lo scavo di

pretaglio. Dalla Fig. 86 si nota come l’analisi di riferimento “A” prevede una incisione


155

anulare su tutta la sezione con la formazione di una zona in condizioni plastiche al di sopra

ed intorno lo scavo, mentre l’analisi “E”, non prevede mai lo scavo completo della

incisione anulare e la distribuzione finale delle zone in condizioni plastiche è confrontabile

con la condizioni precedenti allo scavo. Le zone plastiche previste dall’analisi “A”

ritornano parzialmente in campo elastico solo successivamente, una volta che viene

attivato il guscio di pretaglio.

In Fig. 89 sono rappresentate le curve degli spostamenti trasversali. Se si focalizza

l’attenzione sulle verticali laterali (D15 e D16), si può riscontrare come gli spostamenti

siano qualitativamente e quantitativamente molto simili a quelli osservati nell’analisi A,

ovvero di modesta entità. Analogamente si può dire per gli spostamenti longitudinali, dove

si registrano valori molto bassi. Anche in questo caso, e forse a maggior ragione, un basso

valore delle deformazioni orizzontali è possibile giustificarlo dalla ridotta formazione di un

estesa zona in condizioni plastiche e dal ridotto sviluppo di deformazioni plastiche

conseguenti. La realizzazione per fasi dell’incisione anulare, per valori delle caratteristiche

meccaniche di resistenza uguali all’analisi “A”, non influisce significativamente sugli

spostamenti orizzontatali, ma ha un effetto benefico sui cedimenti, tendendo a ridurli,

come si è già esposto e argomentato precedentemente.


156

prima dello scavo (Analisi “C”) prima dello scavo (Analisi “E”)

dopo lo scavo di pretaglio (Analisi “C”) dopo lo scavo di pretaglio (Analisi “E”)

Fig. 86 – Distribuzione delle zone plastiche nella fase di esecuzione del pretaglio.


157

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

04

812

1620

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

812

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

cedi

men

tiD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

87

– A

nalis

i E: c

edim

enti

asso

luti.


158

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

008

-0.0

004

00.

0004

0.00

08

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

88

– A

nalis

i E: d

efor

maz

ioni

ver

tical

i.


159

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

138

m

14

2m 1

40m

142m

142

m

14

6m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

89

– A

nalis

i E: s

post

amen

ti tra

sver

sali


160

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

138

m

14

2m 1

40m

142m

142

m

14

6m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

120

mD

16 1

22m

D17

128

m

Fig.

90

– A

nalis

i E: s

post

amen

ti lo

ngitu

dina

li.


161

L’Analisi F

Nell’analisi presente si sono cambiate due condizioni rispetto a quella di riferimento

(analisi “A”). In questa analisi, infatti, si è riproposta la particolare simulazione della

realizzazione del pretaglio vista nell’analisi precedente (analisi “E”), e si è attribuito alla

parte di griglia corrispondente alla sabbia superficiale, variamente cementata, un valore più

basso della coesione efficace, pari a quello proposto nell’analisi “C”, di 12 kPa (Tab. 12).

I risultati ottenuti, quindi, possono essere commentati e confrontati, avendo a disposizione

non solo i risultati dell’analisi “A”, ma anche e soprattutto quelli dell’analisi “C” ed “E”,

rispetto alle quali si cambia solo una variabile.

Dal confronto con i risultati dell’analisi “A”, si nota una sostanziale coincidenza dei

cedimenti fino a quando la progressiva del pretaglio non raggiunge la verticale in esame

(Fig. 93). Successivamente, l’andamento delle curve si discosta significativamente,

registrando un aumento dei cedimenti. Lo stesso si può notare per le deformazioni verticali

(Fig. 94). In quest’ultime, inoltre, è possibile evidenziare dove e come le curve si

differenziano. In particolare, lo sviluppo di deformazioni verticali positive, una volta che il

fronte di scavo è passato, tende ad aumentare lungo la verticale a quote superiori. Questo

comportamento è possibile notarlo anche nell’analisi “C” (Fig. 75 e Fig. 76), dove,

peraltro, i cedimenti e le deformazioni verticali sono sensibilmente più alte. Il confronto fra

l’analisi presente e l’analisi “C”, entrambe caratterizzati da valori bassi della coesione nella

parte di griglia corrispondente alla sabbia superficiale presente in sito, indica che una

buona parte dei cedimenti non dipende dall’esecuzione del pretaglio, ma dall’evoluzione

dello stato tensio-deformativo tridimensionale che segue l’avanzamento del fronte scavo e

che, per valori bassi della coesione, prevede una grande aliquota di deformazioni di natura

plastica. L’evoluzione delle zone in condizioni plastiche dietro il fronte è possibile notarla

anche nell’analisi di riferimento (Fig. 63), ma nella analisi dove la coesione è più bassa

(Analisi “C” e analisi “F”), indipendentemente dal tipo di simulazione dell’esecuzione del

pretaglio, si può constatare che l’entità di questa evoluzione delle zone plastiche è molto

più significativa e inizia a verificarsi molto più vicino al fronte. L’esecuzione per fasi del

pretaglio non riesce a bloccare l’evoluzione tridimensionale delle zone plastiche dietro il

fronte, qualsiasi sia il valore della coesione scelto, ma solo a ridurne l’entità. Ciò giustifica

la marcata diversità degli andamenti delle deformazioni verticali delle l’analisi “C” e “F”

rispetto a quelli relativi all’analisi “A” e “E”, ovvero fra le analisi con valore della


162

coesione basso e quelle con valore della coesione più alto. Una differenza degna di nota fra

l’analisi presente e l’analisi “C” consiste nella diversa distribuzione delle zone plastiche:

mentre quando si esegue l’incisione anulare completamente in una sola fase si ha una

distribuzione della plasticizzazione prevalentemente a sinistra della galleria in allargo,

nell’analisi “F” la concentrazione maggiore di zone plastiche si trova fra le due gallerie e

quindi a destra di quella in allargo. È interessante far notare, infine, che tutte le analisi fin

qui esposte, non prevedono lo sviluppo di deformazioni plastiche al fronte durante

l’avanzamento dello scavo, ma solo in corrispondenza dell’incisione anulare e solo quando

questa è eseguita a piena sezione. Dalla Fig. 91 si nota, infatti, come il pretaglio a

campione limiti lo sviluppo di deformazioni plastiche in corrispondenza dell’incisione

anulare anche quando la coesione è molto bassa, analogamente a quanto si è visto nelle

analisi “E”(Fig. 86).

Per gli spostamenti trasversali la scelta dell’una o l’altra tecnica di pretaglio influisce

significativamente sul campo di spostamenti solo quando la coesione è molto bassa (Fig.

95). Il confronto tra l’analisi “A” “E” e l’analisi “F” mostra una sostanziale coincidenza di

risultati, differentemente da quanto si può dire per il confronto tra l’analisi “C” e “F”, in

cui si nota come la scelta di eseguire il pretaglio a tratti, limita vistosamente gli

spostamenti orizzontali. Riassumendo, quando la coesione è bassa, la qualità e la quantità

degli spostamenti orizzontali risentono in maggior misura della tecnica di scavo, e in minor

misura dell’evoluzione tridimensionale tensio-deformativa del terreno interessato

dall’avanzamento dello scavo, a differenza delle deformazioni verticali e relativi

cedimenti, la cui qualità dipende soprattutto dall’evoluzione dello scavo. Mentre i primi si

sviluppano e si stabilizzano al passaggio dei lavori di pretaglio, i cedimenti si sviluppano al

passaggio di quest’ultimo, ma evolvono all’avanzare dello scavo.

Per quanto riguarda gli spostamenti longitudinali (Fig. 96), è possibile evidenziare,

sempre grazie ad un confronto con le analisi “A”, “C” e “E”, che la qualità degli

spostamenti non vari molto, mentre quantitativamente si notano valori più alti registrati

nelle analisi in cui il valore della coesione è più basso.


163

prima dello scavo (Analisi “A”) prima dello scavo (Analisi “F”)

dopo lo scavo di pretaglio (Analisi “A”) dopo lo scavo di pretaglio (Analisi “F”)

Fig. 91 - Distribuzione delle zone plastiche nella fase di esecuzione del pretaglio.


164

Fig.

92

– A

nalis

i F: d

istri

buzi

one

delle

zon

e in

con

dizi

oni p

last

iche

.


165

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

04

812

1620

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

812

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

cedi

men

tiD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

93

– A

nalis

i F: c

edim

enti

asso

luti


166

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

008

-0.0

004

00.

0004

0.00

08

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

140

m

14

2m 1

42m

146m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

94

– A

nalis

i F: d

efor

maz

ioni

ver

tical

i


167

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

138

m

14

2m 1

40m

142m

142

m

14

6m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

20m

D16

122

mD

17 1

28m

Fig.

95

– A

nalis

i F: s

post

amnt

i tra

sver

sali


168

42

0-2

-4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

42

0-2

-4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

scav

o - p

reta

glio

116

m

11

8m 1

18m

122m

120

m

12

2m 1

22m

126m

124

m

12

6m 1

26m

130m

130

m

13

4m 1

32m

134m

138

m

14

2m 1

40m

142m

142

m

14

6m

spos

tam

enti

long

itudi

nali

D15

120

mD

16 1

22m

D17

128

m

Fig.

96

– A

nalis

i F: s

post

amen

ti lo

ngitu

dina

li


169

Ulteriori risultati e confronti delle analisi numeriche

Di seguito si riportano alcune elaborazioni provenienti dalle analisi numeriche in termini di

spostamento. In Fig. 100 si tracciano i cedimenti superficiali lungo tre sezioni longitudinali

alla galleria, disposte ai lati e in asse alla stessa. Visto l’irregolarità della superficie della

griglia, così appositamente modellata per riprodurre la topografia del sito reale in esame, i

cedimenti superficiali non sono propriamente gli spostamenti registrati in superficie, ma

quelli relativi ad una quota fissa lungo tutto lo sviluppo longitudinale della galleria, il più

possibile prossima alla superficie (Fig. 97, Fig. 98 e Fig. 99). Le tre sezioni passano,

ognuna, per una delle tre verticale prese in esame lungo le quali sono stati diagrammati

precedentemente gli spostamenti e le deformazioni verticali. Per ogni sezione si riportano i

risultati di tutte le analisi eseguite. In questo caso i cedimenti registrati spazialmente lungo

tutta la galleria si riferiscono ad una determinata progressiva sia del fronte di scavo

d’allargo sia del fronte di scavo del pretaglio. Inoltre, gli spostamenti diagrammati non

sono spostamenti integrali ma parziali, ovvero derivano dalla differenza fra il profilo di

spostamenti relativi alla specifica posizione dello scavo, indicato anche in Fig. 100, con

quelli relativi a quando il fronte di scavo di allargo è posto a 110m dall’imbocco della

galleria allargata. Questo giustifica la forma “a conca” delle curve di Fig. 100.

Fig. 97 – Sezione longitudinale della griglia, lateralmente alla galleria in allargo.


170

Fig. 98 – Sezione longitudinale della griglia, in asse alla galleria in allargo.

Fig. 99 – Sezione longitudinale della griglia, lateralmente alla galleria in allargo.


171

Dalla Fig. 100 si nota come, la tecnica di esecuzione del pretaglio per fasi è in grado di

ridurre i cedimenti, e questo effetto è tanto più evidente tanto più la coesione del terreno in

cui si esegue il pretaglio è fissata a valori bassi. Si nota anche una asimmetria delle curve

relative alle due sezioni longitudinali laterali alla galleria in allargo: la sezione sinistra

prevede degli spostamenti più accentuati rispetto a quelli registrati nella sezione laterale

destra, posta fra le due gallerie.


172

75

80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

130

135

140

145

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

dist

anza

dal

l'im

bocc

o (m

)

15129630

sezione passante perD15 (mm)

15129630

sezione passante per D16 (mm)

15129630sezione passante per

D17 (mm)ce

diem

enti

asso

luti

in su

perf

icie

anal

isi A

: rife

rimen

toA

nalis

i B: r

igid

ezza

ele

vata

Ana

lisi C

: coe

sion

e ba

ssa

Ana

lisi D

: ko >

1A

nalis

i E: t

ecni

ca d

i sca

vo p

er fa

siA

nalis

i F: t

ecni

ca d

i sca

vo p

er fa

sie

coes

ione

bas

sa

pret

aglio

scav

o di

alla

rgo

Fig.

100

– c

edim

enti

supe

rfci

ali l

ungo

tre

sezi

one

long

itudi

nali

alla

gal

leria

,ogn

una

pass

ante

per

una

del

le tr

e ve

rtica

li m

isur

ate.

Capitolo 6 – Confronto tra risultati delle analisi e delle osservazioni sperimentali _________________________________________________________________________

173

CAPITOLO 6 Confronto tra risultati delle analisi e delle osservazioni

sperimentali

6.1 Introduzione

Il confronto tra i risultati provenienti dall’implementazione di strumenti di analisi

tridimensionale, in grado di riprodurre fedelmente le singole fasi costruttive previste nella

realtà esecutiva, e i dati rilevati in sito con appropriati sistemi di monitoraggio permette di

migliorare la comprensione del comportamento d’insieme di un ammasso interessato dai

lavori di allargamento delle gallerie. Il confronto permette, inoltre, di spiegare eventuali

evidenze sperimentali rilevate in sito insolite o inaspettate. I risultati delle analisi

numeriche sono stati già esposti nel capitolo precedente, come anche i risultati di

monitoraggio sono stati ordinati e riportati sotto forma di grafici nel quarto capitolo. Nel

presente capitolo si raffrontano le due famiglie di risultati, si evidenziano le affinità e le

divergenze. Le curve degli spostamenti e delle grandezze derivate, lungo gli strumenti

estensio-inclinometri della terza sezione, possono essere confrontati con le equivalenti

grandezze ricavate nell’analisi numerica, lungo le verticali della griglia posizionate il più

possibile prossime alla posizione degli strumenti di monitoraggio. Il confronto è utile

anche se va tenuto ben presente che è praticamente impossibile raggiungere la perfetta

coincidenza di quanto rilevato in sito con la simulazione numerica. Non solo per la scelta

obbligata di un’opportuna semplificazione nella messa a punto della modellazione

numerica di cui si è già fatto cenno, ma anche per l’impossibile conoscenza nel dettaglio

delle condizioni reali del sito, e per l’incertezza e l’errore delle misure di monitoraggio. Per

esempio, senza dubbio è impossibile conoscere le condizioni degli strumenti in sito, quali

la loro verticalità e quindi la loro precisa ubicazione rispetto alla galleria lungo tutta la

profondità. E ancora, per esempio, è difficile avere la piena certezza sull’accuratezza delle

misure topografiche di superficie, visto l’imprecisione delle prime rilevazioni eseguite.

Comunque sia, tutto ciò non toglie, come si diceva, l’utilità del confronto, che permette

una conoscenza più profonda e completa nello studio dell’allargo di galleria con la tecnica

del pretaglio. Entrambe le curve provenienti dall’analisi numerica e dall’osservazione


174

sperimentale in sito sono rappresentate a partire da una stessa posizione del fronte di scavo.

Tutte mostrano, inoltre, incrementi di spostamenti a partire da una configurazione in cui le

lavorazioni di allargo sono già iniziate.

Il capitolo si articola riportando il confronto dei risultati numerici con i risultati rilevati

in sito per ogni grandezza di interesse, indicando di volta in volta il tipo di analisi numerica

da cui sono stati ricavati i dati posti a confronto. Un confronto sistematico di tutti gli

spostamenti e le grandezze da essi derivati, per tutti i tipi di analisi condotte (analisi “A”,

“B”, “C”, “D”, “E” e “F”), non sembra particolarmente utile. Piuttosto l’utilizzo dell’una o

dell’altra analisi per il confronto di uno, o più tipi di spostamenti, rilevati in sito dagli

estensio-inclinometri, con lo scopo di illustrarne differenze ed eventuali particolarità,

permette una visione sia completa sia sintetica del confronto.

In tutti i grafici, le curve provenienti dall’analisi numerica sono a linea tratteggiata,

mentre le curve ricavate dai dati rilevati in sito sono a linea continua.

6.2 Il confronto

Il confronto tra risultati dell’analisi numerica di riferimento e i dati sperimentali rilevati

in sito per tutte le componenti di spostamento e per alcune grandezze derivate permette una

prima valutazione delle principali differenze delle due “famiglie” di risultati.

In Fig. 101 sono riportati i cedimenti. La maggior parte delle curve dei cedimenti, al di

sotto della galleria e per circa una decina di metri al di sopra dell’arco rovescio, sono

approssimativamente coincidenti. Per la restante parte, le osservazioni sperimentali

indicano cedimenti sensibilmente inferiori rispetti a quelli ottenuti nelle analisi numeriche.

Un comportamento di questo genere è più evidente per le curve corrispondenti ad una

posizione del fronte di scavo maggiore o uguale a 126.5 m. Infatti, se si esaminano le curve

a confronto coppia a coppia, si può pensare di traslare rigidamente le curve numeriche

rispetto alle curve di monitoraggio, o viceversa, fino a farle coincidere (Fig. 103). Un

operazione di questo genere porta ad una sostanziale sovrapposizione solo per le prime

curve, poi, nessuna traslazione rigida è in grado di far coincidere i due risultati. Non solo,

le ultime curve presentano, senza operare nessuno spostamento relativo, una coincidenza di

risultati nella parte inferiore della curva e una netto distacco nella parte superiore. In Fig.

103 si indica di quanto la curva numerica relativa ad una posizione del fronte di scavo


175

inferiore ai 126.5m, debba spostarsi rigidamente rispetto alla corrispondente curva di

monitoraggio per ottenere la sovrapposizione. Le curve delle deformazioni verticali

riescono a sottolineare questa differenza (Fig. 102 e Fig. 104): le prime curve coincidono

bene a differenza delle altre curve in cui si osserva un netto scostamento a partire dalla

parete della galleria fino in superficie. In quest’ultime, per esempio, si osserva che

nell’analisi numerica si sviluppano deformazioni verticali di compressione dove nei dati

sperimentali osservati in sito sono presenti deformazioni verticali quasi nulle o di

estensione. Un evidenza, quest’ultima, molto più visibile per l’estensimetro di sinistra

(D15).

I dati di monitoraggio indicano che il campo deformativo sviluppatosi in sito è molto

più basso di quello previsto dall’analisi numerica. Una possibile causa è riconducibile alla

maggior rigidezza dei terreni in sito rispetto a quella utilizzata nelle analisi numeriche; un

ulteriore fenomeno che può giustificare la differenze evidenziate durante i confronti è il

comportamento non lineare della deformabilità del terreno. La non linearità, non

implementata nel codice di calcolo utilizzato, può essere un aspetto importante da

considerare per cogliere bene il campo di spostamenti indotto dalla perturbazione,

soprattutto quando si è sufficientemente lontani dallo scavo. Un primo tentativo per capire

meglio che tipo di previsioni numeriche si hanno, rispetto ai dati rilevati in sito, quando si

opera sulla rigidezza, lo fornisce il confronto con i risultati dell’analisi “B”. In questa

analisi, infatti, come è stato già illustrato nel capitolo 5, si prevede un aumento della

rigidezza di 4.5 volte più grande rispetto all’analisi di riferimento, nella parte più alta della

griglia, a partire da una quota di 170 m s.l.m., quota dalla quale il confronto esposto

precedentemente non è più soddisfacente. Nelle Fig. 105 e Fig. 106 si riporta, sempre in

termini di cedimenti e deformazioni verticali, il confronto con i risultati dell’analisi “B”. In

questo caso le curve dei cedimenti provenienti dall’analisi numerica indicano valori più

ridotti avvicinandosi ai valori rilevati in sito, ma nell’insieme, il confronto continua a

mostrare significative differenze nella qualità delle curve; la curvatura delle curve ottenute

numericamente, infatti, sono talmente ridotte da intersecare le curve di monitoraggio, e

questo accade soprattutto per l’estensimetro di destra (D17). Il confronto dell’andamento

delle deformazioni verticali indica un buona coincidenza per quanto riguarda l’entità delle

deformazioni stesse, molto meno per quanto riguarda la distribuzione delle deformazioni

lungo la verticale. Se da un lato si nota una coincidenza nelle curve in corrispondenza delle

quote dei massimi, infatti, è anche vero che le curve numeriche sottostimano la tendenza a


176

sviluppare delle deformazioni di estensione in corrispondenza della quota della corona

della galleria allargata, accennando viceversa delle deformazioni di compressione.

Nel complesso, però, il confronto con l’analisi “B” mostra un buon accordo: le prime

curve coincidono bene se si pratica una traslazione rigida orizzontale; le ultime curve,

invece, anche senza una traslazione rigida indicano un valore degli spostamenti molto

simile (Fig. 107 e Fig. 108). Grazie al confronto dei cedimenti e delle deformazioni

verticali fin qui esposti è possibile riassumere che, se l’aumento della rigidezza nella

modellazione numerica permette una previsione numerica quantitativa più vicina ai dati

rilevati in sito, non è in grado di cogliere la distribuzione lungo la verticale del campo di

spostamenti. Viceversa per il confronto con l’analisi “A”.

La necessità di traslare rigidamente una curva rispetto all’altra deriva dalla volontà di

confrontare la “forma” delle curve piuttosto che i valori assoluti. Un operazione di questo

genere è lecita nel momento in cui si abbia, come in questo caso (Fig. 46), un’incertezza

sull’affidabilità delle prime misure topografiche di superficie. Valori imprecisi delle

livellazioni di superficie, infatti, producono una semplice traslazione delle curve di

monitoraggio come se ci fosse stato uno spostamento verticale globale d’insieme del

terreno in cui è installato l’estensimetro. Le curve relative alle deformazioni verticali,

invece, possono essere messe a confronto senza problemi, poiché non sono influenzate

dalle letture topografiche di superficie e quindi dalle relative incertezze.


177

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

04

812

16m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

812

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

101

– C

onfr

onto

dei

ced

imen

ti as

solu

ti: A

nalis

i A e

dat

i di m

onito

ragg

io.


178

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

02-0

.001

5-0

.001

-0.0

005

00.

0005

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

102

– C

onfr

onto

del

le d

efor

maz

ioni

ver

tical

i: A

nalis

i A e

dat

i di m

onito

ragg

io.


179

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

-8-4

04

812

04

812

16m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

04

812

16

-8-4

04

812

mm

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.-8-4

04

812

data

- sc

avo

- pre

tagl

io03

/01

120

m

12

3m26

/01

131

.5m

13

5m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fi

g. 1

03 –

Con

fron

to d

i due

cop

pie

di c

urve

rela

tive

ai c

edim

enti;

L’a

nalis

i num

eric

a po

sta

a co

nfro

nto

è l’a

nalis

i “A

”. S

i evi

denz

iano

le tr

asla

zion

i

delle

le p

rime

curv

e ne

cess

arie

per

una

buo

na so

vrap

poni

bilit

à de

i ris

ulta

ti


180

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2

-0.0

02-0

.001

5-0

.001

-0.0

005

00.

0005

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

005

00.

0005

0.00

10.

0015

0.00

2m

m

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.-0

.000

50

0.00

050.

001

0.00

150.

002

data

- sc

avo

- pre

tagl

io03

/01

120

m

12

3m26

/01

131

.5m

13

5m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

i

D15

121

m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

104

– C

onfr

onto

di d

ue c

oppi

e di

cur

ve re

lativ

e al

le d

efor

maz

ioni

ver

tical

i; l’a

nalis

i num

eric

a po

sta

a co

nfro

nto

è l’a

nalis

i “A

”.


181

-8-4

04

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-20

24

68

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

105

– C

onfr

onto

dei

ced

imen

ti as

solu

ti: a

nalis

i B e

dat

i di m

onito

ragg

io.


182

-0.0

004

00.

0004

0.00

080.

0012

0.00

16m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

02-0

.001

5-0

.001

-0.0

005

0m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

004

00.

0004

0.00

080.

0012

0.00

16m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

106

– C

onfr

onto

del

le d

efor

maz

ioni

ver

tical

i: an

alis

i B e

dat

i di m

onito

ragg

io.


183

-40

48

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

-40

48

04

8m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

04

8

-40

48

mm

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.-4

04

8

data

- sc

avo

- pre

tagl

io03

/01

120

m

12

3m26

/01

131

.5m

13

5m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

107

– C

onfr

onto

di d

ue c

oppi

e di

cur

ve re

lativ

e ai

ced

imen

ti; l’

anal

isi n

umer

ica

post

a a

conf

ront

o è

l’ana

lisi B

. Si e

vide

nzia

no le

tras

lazi

oni

delle

prim

e cu

rve

nece

ssar

ie p

er u

na b

uona

sovr

appo

nibi

lità

dei r

isul

tati.


184

-0.0

004

00.

0004

0.00

080.

0012

0.00

16m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210-0.0

004

00.

0004

0.00

080.

0012

0.00

16

-0.0

02-0

.001

5-0

.001

-0.0

005

00.

0005

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

004

00.

0004

0.00

080.

0012

0.00

16m

m

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.-0

.000

40

0.00

040.

0008

0.00

120.

0016

data

- sc

avo

- pre

tagl

io03

/01

120

m

12

3m26

/01

131

.5m

13

5m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

i

D15

121

m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

108

– C

onfr

onto

di d

ue c

oppi

e di

cur

ve re

lativ

e al

le d

efor

maz

ioni

ver

tical

i; l’a

nalis

i pos

ta a

con

fron

to è

l’an

alis

i “B

”.


185

Un ulteriore confronto interessante per il campo di spostamenti verticali è quello con

l’analisi “E”, nella quale si simula l’esecuzione dell’incisione anulare per fasi. Il confronto

dei cedimenti in Fig. 109 mostra la pratica coincidenza, sempre a meno di traslazioni rigide

di diversa entità, delle prime curve. La sovrapponibilità dei risultati è ancora più evidente

rispetto all’analisi di riferimento “A”. Per quanto riguarda le ultime curve, anche in questo

caso si nota una netta tendenza dei risultati dell’analisi numerica a discostarsi dai dati di

monitoraggio. Anche per il confronto delle deformazioni verticali si può sottolineare una

buona corrispondenza dell’analisi numerica con i risultati di monitoraggio (Fig. 110),

migliore di quella osservata nel confronto con l’analisi “A”. Tutte le curve numeriche

sembrano rispettare l’entità delle deformazioni e la posizione dei punti notevoli rispetto

alle curve di monitoraggio. Fanno eccezione le ultime curve della verticale di sinistra, in

cui non c’è più una coincidenza delle due famiglie di risultati a causa della maggior entità

prevista dalle analisi numeriche, e l’ultima curva della verticale di destra, in cui si ha una

divergenza nella forma e nell’entità.

Nonostante la miglior sovrapponibilità è possibile ritrovarla nell’analisi “E”, soprattutto

per quanto riguarda le deformazioni verticali, è interessante evidenziare un aspetto comune

a tutti i confronti fin qui esposti. Si nota come la forma delle curve è molto simile a meno

di una zona localizzabile tra la quota della parete della galleria e la quota della corona del

pretaglio ( tra 170 m s.l.m e 180 m s.l.m.). In altre parole, in questa zona le analisi

numeriche tendono a sviluppare deformazioni di compressione, mentre i dati rilevati in sito

evidenziano deformazioni di estensione. Al di là di tale zona, la forma delle curve in

confronto è estremamente simile, soprattutto per quanto riguarda i risultati dell’analisi “E”.


186

-8-4

04

812

mm

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

04

812

16m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-8-4

04

812

mm

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

109

– C

onfr

onto

dei

ced

imen

ti: a

nalis

i E e

dat

i di m

onito

ragg

io.


187

-0.0

004

00.

0004

0.00

080.

0012

0.00

16m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

016

-0.0

012

-0.0

008

-0.0

004

00.

0004

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-0.0

004

00.

0004

0.00

080.

0012

0.00

16m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

110

– C

onfr

onto

del

le d

efor

maz

ioni

ver

tical

i: an

alis

i E e

dat

i di m

onito

ragg

io.


188

Passando ai confronti degli spostamenti orizzontali, va prima di tutto ricordato che in

questo caso non si hanno a disposizione, per i risultati di monitoraggio, misure di

spostamento assoluto.

Sia i risultati delle analisi “A” e “B”, sia i risultati di monitoraggio, non indicano un

campo di spostamenti orizzontale marcato, ad eccezione dello spostamento trasversale

registrato dall’inclinometro laterale di sinistra (D15) (Fig. 111 e Fig. 112). In quest’ultimo,

infatti, è evidente un profilo di spostamenti in direzione dello scavo, a metà altezza della

galleria allargata. Lo spostamento trasversale rilevato dal monitoraggio, infatti, supera i 6

mm, a differenza di tutte le altre curve di spostamento orizzontale diagrammate in cui si

hanno valori che non superano i 2-3 mm. La simulazione numerica relativa alle analisi

“A” e “B” non riesce a cogliere questa particolarità (Fig. 111 e Fig. 112). Poiché è proprio

la forma della curva di monitoraggio a non corrispondere con le previsioni delle analisi

numeriche, una possibile motivazione è da trovare nel legame costitutivo; cambiare il

valore numerico dei soli parametri elastici, infatti, non produce variazioni apprezzabili

della forma. Per esempio, un comportamento di questo genere è possibile spiegarlo se si

ipotizza una consistente zona di plasticizzazione intorno alla galleria, che indurrebbe un

campo di spostamenti in direzione dello scavo. Tuttavia, non si può affermare con certezza

che trattasi di fatti plastici anche se a tal proposito pare interessante porre a confronto il

profilo degli spostamenti trasversali con l’analisi “C” (Fig. 113). In questa analisi, infatti,

si è ridotto del 75% il valore della coesione rispetto all’analisi di riferimento, in tutta la

parte della griglia corrispondente alla sabbia superficiale, litotipo in cui sono scavate

interamente sia le gallerie preesistenti sia quelle allargate. In Fig. 113 si vede come, per

l’inclinometro di sinistra, si ottiene un risultato numerico molto prossimo all’evidenza

sperimentale, a differenza dell’inclinometro di destra. Per la verticale D15, le forme delle

curve sono molto simili tra loro. In Fig. 114 si sono prese quattro coppie di curve da porre

in confronto relative alla verticale di sinistra: si nota che una semplice traslazione rigida

delle curve in tratteggio riesce a sovrapporre le due curve soddisfacentemente. Anche in

questo caso, però, solo le prime curve riescono a sovrapporsi alle corrispondenti curve di

confronto grazie ad una traslazione rigida. Le curve successive riescono a riprodurre il

campo di spostamenti trasversali solo per la parte più bassa della curva, mentre il risultato

si discosta andando più in superficie, dove l’analisi numerica prevede dei spostamenti

maggiori rispetto all’evidenza sperimentale in sito. In Fig. 114 la traslazione rigida

evidenziata è stata applicata per tutte le curve numeriche rappresentate nel grafico.


189

20

-2-4

-6m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m22

/12

117

.5m

12

3m05

/01

120

.5m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m07

/02

138

.5m

14

1.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

111

– C

onfr

onto

deg

li sp

osta

men

ti tra

sver

sali:

Ana

lisi A

e d

ati d

i mon

itora

ggio

.


190

64

20

-2m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m22

/12

117

.5m

12

3m05

/01

120

.5m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m07

/02

138

.5m

14

1.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

112

– C

onfr

onto

deg

li sp

osta

men

ti tra

sver

sali:

Ana

lisi B

e d

ati d

i mon

itora

ggio

.


191

64

20

-2m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m22

/12

117

.5m

12

3m05

/01

120

.5m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m07

/02

138

.5m

14

1.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

113

- C

onfr

onto

deg

li sp

osta

men

ti tra

sver

sali:

Ana

lisi C

e d

ati d

i mon

itora

ggio

.


192

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

20

-2-4

-6

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.2

0-2

-4-6

data

- sc

avo

- pre

tagl

io05

/01

120

.5m

12

3m26

/01

131

.5m

13

5m

17/0

1 1

26.5

m

129m

14/0

2 1

42m

145.

5m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

Fig.

114

–

Con

fron

to, p

er il

solo

incl

inom

etro

D15

, di q

uattr

o co

ppie

di c

urve

rela

tive

agli

spos

tam

enti

trasv

ersa

li. L

’ana

lisi n

umer

ica

post

a a

conf

ront

o è

l’ana

lisi C

.


193

In questo caso operare delle traslazioni rigide orizzontali ad una delle due curve poste al

confronto è lecito considerando l’assenza do misure assolute orizzontali. Ciò che deve

essere osservato e posto a confronto dei profili degli spostamenti tracciati, infatti, è la

forma e non il valore assoluto. In questo caso, durante l’elaborazione dei dati di

monitoraggio è stato ipotizzato fisso il piede dell’inclinometro. La tendenza al rifluimento

del terreno posto sotto la galleria verso lo scavo, evidenziato dalle analisi numeriche,

invece, produce un’apprezzabile campo di spostamento orizzontali ai lati della galleria e

nella parte bassa, e ciò vanifica la piena sovrapponibilità dei due tipi di risultati se non si

opera una traslazione rigida orizzontale.

Va sottolineato come la zona dove le curve poste al confronto tendono evidentemente

ad allontanarsi è localizzabile alla quota della corona del pretaglio. Un osservazione simile

è stata già proposta nel confronto delle deformazioni verticali e dei relativi spostamenti

verticali, dove però tale zona si estendeva anche verso le pareti della galleria allargata . Un

altro aspetto comune riscontrato nei confronti fin qui esposti consiste nella maggior

sovrapponibilità delle curve corrispondenti ad una posizione del fronte di allargo

antecedente la progressiva 126,5 rispetto a quelle successive. A tal proposito va ricordato

come le analisi che utilizzano modelli di continuo, con moduli elastici costanti, prevedono

una propagazione maggiore e più accentuata degli effetti in termini di spostamenti di una

qualsiasi perturbazione. Questo è uno dei motivi principali per cui gli spostamenti previsti

dalle analisi numeriche sono sempre di entità maggiori rispetto a dati rilevati in sito.

Poiché l’analisi numerica “C” riesce a prevedere spostamenti orizzontali trasversali

simili a quelli di monitoraggio, è interessante osservare come si presenta il confronto dei

cedimenti e delle deformazioni verticali utilizzando la stessa analisi. In Fig. 115 e Fig. 116

sono evidenti le differenze macroscopiche: la previsione numerica indica degli spostamenti

e delle deformazioni verticali molto più grandi di quelle rilevate in sito dal sistema di

monitoraggio.


194

-10

010

20m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

010

2030

mm

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

-10

010

20m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

cedi

men

tiD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

115

- C

onfr

onto

dei

ced

imen

ti: A

nalis

i C e

dat

i di m

onito

ragg

io.


195

00.

002

0.00

4m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

-0.0

020

0.00

2m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

00.

002

0.00

4m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m23

/12

118

m

12

3m03

/01

120

m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m14

/02

142

m

14

5.5m

defo

rmaz

ioni

ver

tical

iD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

116

- Con

fron

to d

elle

def

orm

azio

ni v

ertic

ali:

Ana

lisi C

e d

ati d

i mon

itora

ggio

.


196

Con riferimento all’analisi “E”, si riportano ora i confronti degli spostamenti orizzontali

trasversali (Fig. 117). I risultati dell’analisi numeriche non sono simili ai dati di

monitoraggio per quanto riguarda gli spostamenti trasversali della verticale laterale di

sinistra (D15). Per le altre verticali, come si è già avuto modo di dire per le altri analisi,

non si hanno particolari evidenze da sottolineare, visto l’entità degli spostamenti modesta.

Pur con il limite di valori così bassi, si può notare tuttavia come la forma delle curve degli

spostamenti trasversali della verticale D17 assomigli molto alle corrispondenti previsioni

numeriche dell’analisi di riferimento e dell’analisi “E”( Fig. 111 e Fig. 117).

Si è visto precedentemente come l’analisi “A” riesce a cogliere la forma dei profili degli

spostamenti verticali rilevati in sito. L’analisi “E”, che differisce dall’analisi di riferimento

per la simulazione della tecnica di esecuzione del pretaglio, fornisce una previsione degli

stessi spostamenti verticali migliore dell’analisi “A”. Analogamente, se l’analisi “C”, in cui

si è abbassata la coesione in tutta la zona della griglia corrispondente al litotipo sabbioso, è

riuscita a riprodurre lo stesso tipo di spostamenti trasversali rilevati dall’inclinometro di

sinistra, è interessante osservare cosa accade se si opera un confronto con l’analisi “F”

relativamente agli stessi spostamenti trasversali.

L’analisi numerica “F”, infatti, contempla la simulazione dell’esecuzione del pretaglio

per fasi e in più è caratterizzata da un valore della coesione efficace bassa per la parte di

griglia corrispondente alla formazione sabbiosa superficiale. In Fig. 118 si nota che la

simulazione dell’esecuzione del pretaglio per fasi non permette lo sviluppo di spostamenti

trasversali importanti nell’analisi numerica, nemmeno quando, come in questo caso, la

coesione è stata sensibilmente abbassata. Le curve numeriche relative alla verticale di

destra, a meno di una traslazione rigida, si sovrappongono bene con le curve provenienti

dal monitoraggio, a differenza delle curve della verticale di sinistra dove l’analisi numerica

non prevede spostamenti orizzontali evidenti in direzione dello scavo.


197

64

20

-2m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m22

/12

117

.5m

12

3m05

/01

120

.5m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m07

/02

138

.5m

14

1.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

117

- C

onfr

onto

deg

li sp

osta

men

ti tra

sver

sali:

Ana

lisi E

e d

ati d

i mon

itora

ggio

.


198

20

-2-4

-6m

m

150

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

605550454035302520151050

42

0-2

-4m

m

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

302520151050

20

-2-4

-6m

m

605550454035302520151050

155

160

165

170

175

180

185

190

195

200

205

210

m s.l.m.

data

- sc

avo

- pre

tagl

io20

/12

117

m

12

0m22

/12

117

.5m

12

3m05

/01

120

.5m

12

3m10

/01

122

.5m

12

6m17

/01

126

.5m

12

9m24

/01

130

m

13

5m26

/01

131

.5m

13

5m07

/02

138

.5m

14

1.5m

14/0

2 1

42m

145.

5m

spos

tam

enti

trasv

ersa

liD

15 1

21m

D16

122

.5m

D17

128

.5m

Fig.

118

- C

onfr

onto

deg

li sp

osta

men

ti tra

sver

sali:

Ana

lisi F

e d

ati d

i mon

itora

ggio

.


199

Per quanto riguarda gli spostamenti longitudinali, sia i dati rilevati in sito sia le

previsioni numeriche indicano, come più volte accennato, degli spostamenti irrilevanti, che

si aggirano intorno ai due millimetri e difficilmente superano i quattro millimetri. Per

questo motivo non si è ritenuto significativo un confronto per gli spostamenti longitudinali

ottenuti numericamente.

6.3 Conclusioni

I confronti qui esposti riescono a fornire un quadro abbastanza completo

sull’accuratezza della modellazione numerica, sviluppata per lo studio dell’allargo della

galleria esistente, per quanto riguarda la capacità di cogliere bene le evidenze sperimentali

rilevate in sito. È possibile da subito suddividere i confronti in due sottoclassi: i confronti

relativi alle deformazioni verticali e ai cedimenti e i confronti relativi agli spostamenti

orizzontali.

Per quanto riguarda i primi, le analisi numeriche sono in linea con i risultati rilevati in

sito. Complessivamente l’entità e la qualità dei cedimenti monitorati sono previste anche

dalla simulazione numerica tridimensionale. Tuttavia la sovrapponibilità fra le due

famiglie di risultati non è completa. Esiste una zona in cui le curve non riescono a

sovrapporsi. Qui i risultati di monitoraggio, per esempio, indicano la tendenza a sviluppare

deformazioni di estensione mentre le previsioni numeriche indicano deformazioni di segno

opposto. In questi casi c’è, in altre parole, un effetto “locale” della perturbazione che tutte

le analisi numeriche non sono in gradi di cogliere, chi più chi meno. Le cause non sono

precisamente note anche se è possibile attribuirle ad effetti di disomogeneità nelle proprietà

meccaniche di resistenza dei terreni, ad eventuali anisotropie delle stesse, o anche alla

configurazione dello stato tensionale in sito asimmetrica a causa della costruzione delle

gallerie preesistenti, di cui non si conosce le modalità e le tecniche di scavo, che può

incidere sull’assetto finale tensio-deformativo generato dal successivo scavo di allargo. La

non linearità, inoltre, più volte invocata nella corretta scelta della rigidezza da utilizzare

nelle analisi numeriche, può giocare un ruolo importante per quanto riguarda la non

sovrapponibilità dei risultati nella parte alta delle curve, lontano dalle operazioni di allargo.

Per quanto riguarda gli spostamenti orizzontali, l’assenza di misure assolute non ha

permesso di conoscere con esattezza le curve degli spostamenti orizzontali assoluti. Ciò


200

non ha compromesso l’utilizzo dei dati di monitoraggio, perché lo studio si è basato

sull’osservazione della forma della curva e non del valore assoluto. Le curve di

monitoraggio sono state tracciate con un’integrazione dal basso dei dati. Il confronto di tali

curve con quelle provenienti dall’analisi numerica, comunque, ha evidenziato come

l’ipotesi di lavoro adottata nel considerare ferme le basi delle verticali inclinometriche,

risulta sufficientemente approssimata.

Per quanto riguarda gli spostamenti longitudinali, poc’anzi si è accennato all’esiguità

dei valori registrati sia dagli strumenti di monitoraggio, sia dalle analisi numeriche, che

rende evidente l’accordo fra le due famiglie di risultati nella quantità. Per tale motivo non

si è ritenuto utile procedere ai relativi confronti. Per quanto riguarda gli spostamenti

trasversali, è possibile ripetere quanto detto per gli spostamenti longitudinali a meno dei

risultati rilevati dall’inclinometro di sinistra, che rileva degli evidenti spostamenti in

direzione dello scavo. Alcune analisi numeriche hanno aiutato nella ricerca delle cause di

tale andamento: la riduzione dei parametri di resistenza meccanica, localizzabile in alcune

zone dell’ammasso, sembra un possibile motivo.

Riassumendo, anche se gli effetti delle perturbazioni simulate nelle analisi numeriche si

protraggono per maggiori distanze rispetto a quanto registrato in sito a causa anche del

semplice modello costitutivo adottato, con la conseguente amplificazione degli effetti in

termini di spostamenti e deformazioni, nel complesso sembra che la simulazione numerica

sia riuscita a prevedere sufficientemente bene l’effetto delle conseguenze dello scavo di

pretaglio e del successivo allargo, riconfermando sostanzialmente i dati rilevati dal

monitoraggio.

Capitolo 7 – Considerazioni conclusive _________________________________________________________________________

201

CAPITOLO 7 Considerazioni conclusive

Il lavoro di ricerca documentato in questa tesi ha riguardato lo studio del processo di

allargo di una galleria esistente per mezzo della tecnica del pretaglio. La presenza di una

sito reale, ben caratterizzato e ben strumentato, oggetto di una convenzione tra la società

Autostrade per L’Italia S.p.A. e il Dipartimento di Ingegneria Strutturale e Geotecnica, ha

fornito alla ricerca informazioni che hanno arricchito e motivato la parte sperimentale

numerica. La ricerca ha permesso di raggiungere i due obiettivi prefissati nella premessa di

questa tesi. Il primo è stato, infatti, la messa a punto di una procedura che ha consentito

l’ottimizzazione delle analisi numeriche tridimensionali in modo da assicurare un buon

compromesso tra accuratezza dei risultati e tempi di analisi. Il secondo è consistito nel

migliorare la comprensione del comportamento d’insieme di un ammasso interessato

dall’allargo di gallerie con l’impiego della tecnica del pretaglio. Determinante a tal scopo è

stata la possibilità di un confronto tra i risultati provenienti dall’implementazione

dell’analisi tridimensionale, in grado di riprodurre fedelmente le singole fasi costruttive

previste nella realtà esecutiva, e i dati rilevati in sito con gli strumenti di monitoraggio

estensio-inclinometrici installati.

Il lavoro è iniziato con la descrizione e comprensione delle fasi lavorative previste nel

cantiere, procedendo poi nella elaborazione delle prove in sito e di laboratorio,

direttamente seguite e programmate dal dipartimento, nell’ambito di una campagna

d’indagine integrativa. La caratterizzazione geotecnica ha permesso di ottenere i parametri

fisici e meccanici definitivi dei terreni presenti in sito, utilizzabili nella successiva

implementazione dell’analisi numerica. Quest’ultima è consistita, in un primo momento,

nella messa a punto di uno strumento numerico funzionale ma non oneroso nell’utilizzo,

richiedendo uno studio dedicato completamente alla scelta delle dimensioni longitudinali

del reticolo. I dati rilevati in sito dal sistema di monitoraggio sono stati ordinati, elaborati e

organizzati in modo da ottenere una visione il più completa e chiara possibile degli effetti

dello scavo di allargo in termini di spostamenti. Analogamente è stato eseguito un lavoro

di elaborazione delle analisi numeriche, estraendone non solo un quadro completo e

sintetico del relativo campo di spostamenti ma anche altre informazioni quali la


202

distribuzione di zone plastiche. Ciò è stato svolto per tutte le diverse analisi numeriche

eseguite, che differiscono fra loro per un particolare nella modellazione o/e delle

caratteristiche meccaniche dei terreni. Il successivo confronto dei risultati numerici con

quelli sperimentali rilevati in sito ha completato la ricerca.

Sinteticamente si elencano in punti le considerazioni e le conclusioni finali che

scaturiscono dalla ricerca.

- La modellazione più appropriata dello scavo è sicuramente quella tridimensionale.

Solo in questo modo è possibile cogliere sia l’evoluzione del campo tensio-defomativo che

si genera al procedere dello scavo sia la differente distribuzione dello stesso nello spazio.

Le capacità della modellazione tridimensionale di simulare i dettagli del processo

costruttivo è stato di notevole aiuto nel lavoro di ricerca di questa tesi. La raffinatezza della

simulazione per alcuni aspetti dello scavo di allargo non sarebbe potuta essere raggiunta

per mezzo di un analisi bidimensionale.

- La scelta di una modellazione numerica tridimensionale, però, comporta dei problemi

per quanto riguarda l’onerosità dei calcoli. L’uso di un legame costitutivo semplice ma

sufficientemente approssimato quale quello elasto-perfettamente plastico con criterio di

resistenza alla Mohr-Coulomb, ha permesso di ridurre notevolmente i tempi di calcolo.

Un’ulteriore possibilità per avere un buon compromesso tra tempi di calcolo e accuratezza

dei risultati consiste nella scelta opportuna delle dimensioni del reticolo e della densità

della mesh. Nella modellazione tridimensionale, la determinazione della dimensione

longitudinale ottimale richiede un approfondito studio preliminare. Indicazioni sulla

larghezza della griglia, infatti, sono fornite in letteratura nell’ambito delle analisi

numeriche bidimensionali, e la profondità è funzione delle caratteristiche meccaniche dei

terreni che si vogliono simulare. In questa tesi è stata messa a punto una procedura che ha

reso possibile scegliere una dimensione longitudinale del reticolo ottimizzata.

La procedura per la messa a punto del reticolo utile allo studio della terza sezione ha

consentito di ottenere una mesh ottimizzata con cui eseguire analisi accurate in tempi

accettabili. La possibilità di un confronto tra i risultati provenienti dalle analisi

tridimensionali e i dati rilevati in sito con gli strumenti di monitoraggio estensio-

inclinometrici installati, ha permesso di constatare la buona capacità del modello numerico

di descrivere gli effetti delle lavorazioni di allargo della galleria. Forti di questo aspetto, le


203

analisi hanno consentito di indagare più aspetti del processo di scavo di allargo per mezzo

della tecnica del pretaglio. Detto ciò, di seguito si espongono le ulteriori considerazioni.

- I risultati numerici hanno permesso di constatare come, anche nell’allargo di gallerie

oltre che nella loro realizzazione ex-novo, gli effetti dello scavo possono essere limitati e

circoscritti ma non del tutto eliminati, utilizzando particolari tecniche di avanzamento dello

scavo, quale quella del pretaglio. In altre parole, le analisi indicano come lo scavo di

allargo, produce comunque un evoluzione delle zone plastiche e dello stato tensio-

deformativo, funzione delle caratteristiche meccaniche del terreno, durante l’avanzamento

dell’opera e intorno alla galleria allargata una volta che il fronte di scavo è passato.

- È stato mostrato come la tecnica del pretaglio sia utile per svariati motivi. Oltre a

permettere i lavori di cantiere in sicurezza mantenendo il traffico in esercizio, la presenza

di un rivestimento provvisorio, già inserito nel terreno prima dello scavo di allargo, fornita

proprio dal guscio di calcestruzzo realizzato grazie alla precedente esecuzione

dell’incisione anulare di pretaglio, assicura una stabilità locale dello scavo altrimenti

incerta. La capacità di limitare effetti di instabilità locali in prossimità dello scavo

comporta, indubbiamente, il benefico effetto della restrizione del campo di deformazione

intorno allo scavo e alla riduzione del conseguente campo di spostamenti, problema

particolarmente sentito soprattutto per gallerie superficiali o con coperture non elevate,

sottostanti a opere edilizie preesistenti in superficie.

- I risultati dell’analisi numerica mostrano come l’esecuzione del pretaglio per fasi,

soprattutto in presenza di caratteristiche meccaniche scadenti dei terreni, assicura la

formazione di zone plastiche ridotte e un conseguente campo di spostamenti decisamente

più limitato rispetto a quando si esegue il pretaglio totalmente in un’unica fase.

- La realizzazione del pretaglio in unica fase risulta possibile solo in presenza di

caratteristiche meccaniche discrete. Grazie alla tecnica della successiva riduzione delle

caratteristiche meccaniche, è stato possibile determinare il valore della coesione efficace

minima di incipiente collasso che si genera quando si esegue il pretaglio in un’unica fase.

Tale valore, pari a 11 kPa, assicura solo la stabilità dello scavo di pretaglio ma non assicura

un campo di spostamenti accettabili nell’ammasso.

- Nonostante gli evidenti pregi e la maggior flessibilità assicurata dalla realizzazione del

pretaglio per fasi, la sua utilizzazione non è sempre possibile. La realizzazione di un

incisione anulare, come si è accennato precedentemente, è comunque possibile quando

sono presenti requisiti minimi di auto-sostegno da parte del terreno. In assenza di


204

caratteristiche meccaniche sufficienti, anche la realizzazione di una “fessura” sub-

orizzontale nel terreno, quale sono le singole parti di cui è composto il pretaglio, non è

fattibile. Da qui è possibile affermare che, l’allargo di gallerie per mezzo della tecnica del

pretaglio può essere utilizzata con successo solo in terreni con un grado coesione minima e

distribuita omogeneamente nell’ammasso interessato dallo scavo. L’analisi numerica ha

previsto la possibilità di eseguire il pretaglio per fasi anche con coesione molto bassa pari a

circa 4 KPa.

- In presenza di adeguate caratteristiche meccaniche, omogenee in tutto l’ammasso, la

realizzazione del pretaglio a campione o in un’unica fase, non produce significative

variazioni, sia in termini di spostamenti sia in termini di entità e distribuzione di zone

plasticizzate. In questo caso la tecnica del pretaglio per fasi non è strettamente necessaria.

- Sia i risultati di monitoraggio sia quelli numerici indicano che gli effetti maggiori

dovuti all’avanzamento dello scavo si registrano, per una determinata sezione, quando si

esegue il pretaglio: le curve degli spostamenti tracciate lungo le tre verticali scelte indicano

un sostanziale incremento e differenziazione degli spostamenti nel momento in cui si

esegue l’incisione anulare. Questo conferma come l’esecuzione del pretaglio è un

momento “cruciale” per lo sviluppo del campo deformativo e tensionale nella zona in cui si

sta effettuando, e quindi la scelta delle modalità di esecuzione sono importanti.

- Le analisi numeriche sono in pieno accordo con le evidenze sperimentali per quanto

riguarda l’entità degli spostamenti orizzontali longitudinali. Si osserva, più precisamente,

uno sviluppo contenuto degli spostamenti longitudinali, sia in asse, sia lateralmente alla

galleria in allargo. A tal proposito i risultati numerici hanno evidenziato, inoltre, che non si

hanno sostanziali differenze nel momento in cui si confrontano i risultati provenienti dalle

due diverse modalità di esecuzione del pretaglio, e non si registrano sostanziali variazioni

quando si assegnano valori della coesione più bassi all’ammasso interessato dallo scavo: in

ogni caso si ottengono spostamenti longitudinali di modesta entità. Da qui è possibile

affermare che, le operazioni di allargo di gallerie preesistenti, utilizzando la tecnica del

pretaglio non prevedono significativi effetti d’estrusione.

- Anche l’entità degli spostamenti orizzontali trasversali, in asse e lateralmente fra le

due gallerie è molto modesta . Relativamente alla verticale laterale di sinistra, invece, i dati

di monitoraggio hanno rilevato un profilo di spostamenti con un evidente tendenza in

direzione della scavo alla quota della galleria. I risultati numerici non riescono a cogliere

questo aspetto, a meno di quelli ricavati dall’analisi in cui si simula l’esecuzione del


205

pretaglio in un’unica fase e si attribuisce al terreno interessato dallo scavo valori della

coesioni bassi (analisi “C” cft, capitolo 5).

- Tale particolare tendenza da parte degli spostamenti trasversali registrata dalla

verticale di sinistra può enumerarsi tra i comportamenti locali dell’ammasso sviluppatesi

durante lo scavo di allargo, difficilmente riproducibili con le analisi numeriche fin qui

condotte. È possibile, in generale, isolare una zona che va da una quota poco superiore ai

reni della galleria fino alla quota della corona allargata, in cui si notano alcuni

comportamenti in sito non riprodotti dalle analisi numeriche eseguite. Questa evidenza è

molto più percepibile confrontando i risultati di monitoraggio e quelli numerici provenienti

dalla verticale posta a sinistra della galleria in allargo.

Tutte le considerazioni conclusive appena esposte sono possibili grazie alla completa

visione, interpretazione ed elaborazione delle due famiglie di risultati, numerici e di

monitoraggio. Per quanto riguarda le misure estensio-inclinometriche va sottolineato come

queste indicano spostamenti di modesta entità. L’esiguità delle misure ha reso difficile la

loro interpretazione, dato che l’ordine di grandezza degli spostamenti rilevati in sito è lo

stesso ordine di grandezza degli errori della strumentazione. Se tale aspetto sperimentale è

particolarmente gradito per chi esegue i lavori, eliminando a priori qualsiasi problema

relativo al campo di spostamenti indotto dalle lavorazioni, d’altro canto ha reso la ricerca

meno interessante in alcuni casi. Rilevare degli spostamenti un po’ più abbondanti, infatti,

avrebbe permesso di disinteressarsi degli errori della strumentazione e inoltre avrebbe

potuto far luce con più chiarezza su alcuni aspetti del comportamento dell’ammasso.

Un ulteriore considerazione riguarda la caratterizzazione geotecnica dei terreni

interessati dallo scavo. La ricerca ha evidenziato l’importanza della resistenza meccanica a

stati di sollecitazione bassi, come sono in corrispondenza dello scavo, per assicurare la

buona riuscita dell’opera utilizzando la tecnica del pretaglio. Ciò richiede necessariamente

una conoscenza del reale valore della resistenza meccanica di tipo coesivo che il terreno è

in grado di garantire, programmando ed eseguendo in modo appropriato le prove in sito e,

soprattutto, quelle di laboratorio.

Bibliografia _________________________________________________________________________

206

Bibliografia

- Akagi H. & Komiya K. (1996); Finite element simulation of shield tunnelling processes in soft ground - Geotechnical Aspect of Underground Construction in Soft Ground. Mair & Taylor (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 447-452.

- Arsena F.P., Focaracci A., Lunardi P., Volpe A. (1991); La prima applicazione in

Italia del pretaglio meccanico - Int. Congr. on Soil and Rock Improvement in Underground Works, Milano 1991. Pagg. 549-556.

- Balossi Restelli A., Rovetto E., Fava A.R. (1993); La tratta di negro-principe della

metropolitana di Genova - XVIII Convegno Nazionale di Geotecnica, Opere in sotterraneo; Rimini pagg. 51-60.

- Bernat S., Cambou B., Dubois P. (1996); Numerical modelling of tunnelling in soft

soil - Geotechnical Aspect of Underground Construction in Soft Ground. Mair & Taylor (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 465 - 470.

- Bilotta E., Russo G., Viggiani C. (2005); Ground movements and strains in the

lining of tunnel in cohesionless soil - 5Th International Symposium: Geotechnical Aspect of Underground Construction in Soft Ground, Amsterdam, The Netherlands. Organised by ISSMGE – TC 28. 15-17 Giugno 2005.

- Buchet G. & Van Cotthem A. (1999); 3D ‘Steady State’ numerical modeling of

tunneling anc compensation grouting - FLAC and Numerical Modeling in Geomechanics. Detournay & Hart (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 255-261.

- Calvello M. & Taylor R.N. (2000); Centrifuge modelling of a spile-reinforced

tunnel heading - Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Kusakabe, Fujita & Miyazaki (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 345-350.

- Dias D., Kastner R., Maghazi M. (2000); Threee dimensional simulatino of slurry

shield tunnelling – Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Kusakabe, Fujita & Miyazaki (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 351-356.

- Dias D. & Kastner R. (2001); Numerical modelling of shield tunnelling processes

in soft ground - FLAC and Numerical Modeling in Geomechanics, Lyon, France. Billaux et al. (eds), Swets & Zeitlinger, pagg 353-360.

- Dyer M.R., Hutchinson M.T., Evans N. (1996); Sudden Valley Sewer: A case

history - Geotechnical Aspect of Underground Construction in Soft Ground. Mair & Taylor (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 671- 676.

- Grant R.J. & Taylor R.N. (2000); Evaluating plasticity solutions for the response of

clay around tunnels - Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Kusakabe, Fujita & Miyazaki (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 373-378.

Bibliografia _________________________________________________________________________

207

- Guedes de Melo P.F.M. & Santos Pereira C. (2000); The role of the soil ko value in

numerical analysis of shallow tunnels - Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Kusakabe, Fujita & Miyazaki (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 379-384.

- Kastner R., Ollier C., Guibert G. (1996); In situ monitoring of the Lyons Metro D

line extension - Geotechnical Aspect of Underground Construction in Soft Ground. Mair & Taylor (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 701- 706.

- Lee K.M. & Rowe R.K. (1991); An analysis of three-dimensional ground

movements: the Thunder Bay tunnel – Canadian geotechnical Journal, Vol.28, pagg. 25-41.

- Lunardi P. & Focaracci A. (1998); Design and construction of a station on the

Rome Metro - Tunnels & Tunnelling International. Pagg. 27-32.

- Lunardi P. & Focaracci A. (2003); Widening the load at Nazzano - Tunnels & Tunnelling International. Pagg. 16-19.

- Mair R.J. & Taylor R.N. (1992); prediction of clay behaviour around tunnels using

plasticity solutions – Predictive Soil Mechanics: Proceedings of the Wroth Memorial Symposium, Oxford. Houlsby G.T. & Schofield A.N. (eds), Thomas Telford, London, pagg. 449-463.

- Mair R.J. (1998); Geotechical aspects of design criteria for bored tunnelling in soft

ground – Tunnels and metropolises; Sao Paulo, Brasil. Negro Jr & Ferreira (eds), Balkema, Rotterdam, Vol.1 pagg 183-189.

- Medina L. & Melis M.J. (1999); Three-dimensional numerical analysis of the

deformations induced by the excavation of the Madrid Metro - FLAC and Numerical Modeling in Geomechanics. Detournay & Hart (eds), Balkema, Rotterdam, pagg. 279-285.

- Medina L. & Melis M. (2001); Numerical analysis of lining ring behaviour during

shield tunnelling - FLAC and Numerical Modeling in Geomechanics, Lyon, France. Billaux et al. (eds), Swets & Zeitlinger, pagg 367-373.

- Medina L., Nunez C., Melis M. (2001); Three-dimensional analysis of soil

movements induced by the Madrid Classical tunnelling method – FLAC and Numerical Modeling in Geomechanics, Lyon, France. Billaux et al. (eds), Swets & Zeitlinger, pagg 375-381.

- Miliziano S. & Soccodato F.M. (2003); Modellazione 2D e 3D di gallerie in

ambiente urbano: valutazione del danno indotto sugli edifici in muratura – XXI Convegno Nazionale di Geotecnica, Opere geotecniche in ambiente urbano; L’Aquila.

Bibliografia _________________________________________________________________________

208

- Oota H., Nishizawa K., Hashimoto T., Nagaya J. (2005); Prediction of shield tunnelling influences on ground deformation based on the construction process - 5Th International Symposium: Geotechnical Aspect of Underground Construction in Soft Ground, Amsterdam, The Netherlands. Organised by ISSMGE – TC 28. 15-17 Giugno 2005.

- Ribacchi R. (1993); Recenti orientamenti nella progettazione statica delle gallerie

– XVIII Convegno Nazionale di Geotecnica, Opere in sotterraneo; Rimini pagg. 37-93.

- Standing J.R. (2005); Monitoring ground and structural response to underground

construction works - 5Th International Symposium: Geotechnical Aspect of Underground Construction in Soft Ground, Amsterdam, The Netherlands. Organised by ISSMGE – TC 28. 15-17 Giugno 2005.

Date post:	15-Feb-2019
Category:	Documents
Upload:	vudang
View:	213 times
Download:	0 times

Università degli Studi di Roma “La...

Documents